barabassorinadrian rulmenti ok

Universitatea “Transilvania” din Brașov

Facultatea Știința și Ingineria Materialelor

Catedra Ingineria Materialelor și Sudării

Ing. Sorin Adrian BARABAȘ

CERCETĂRI PRIVIND INGINERIA

RULMENȚILOR DE MARI DIMENSIUNI

CU SCOPUL REDUCERII MASELOR INERȚIALE

ȘI A SPORIRII EFICIENȚEI ÎN EXPLOATARE

RESEARCHES REGARDING LARGE BEARINGS

ENGINEERING TO MINIMIZE THE INERTIAL MASS

AND TO INCREASE THE EFFICIENCY IN SERVICE

Rezumatul tezei de doctorat

Conducător științific

Prof. Univ. Dr. Ing. Cornel Eugen ȘERBAN

Brașov

2010

MINISTERUL EDUCAȚIEI, CERCETĂRII

TINERETULUI ȘI SPORTULUI

UNIVERSITATEA ”TRANSILVANIA” DIN BRAȘOV

BRAȘOV, B-dul EROILOR, Nr. 29, Cod 500036

Tel. 0268413000, Fax. +40-0268410525

Dnei/lui.................................................................................................

COMPONENȚA

Comisiei de doctorat

Numită prin Ordinul Rectorului Universității ”Transilvania” din Brașov

Nr. 4158 din 23.07.2010

PREȘEDINTE

Prof. Univ. Dr. Ing. Mircea Horia ȚIEREAN

Decan - Facultatea de Știința și Ingineria Materialelor

Universitatea ”Transivania” din Brașov

CONDUCĂTOR ȘTIINȚIFIC

Prof. Univ. Dr. Ing. Cornel Eugen ȘERBAN

Universitatea ”Transilvania” din Brașov

REFERENȚI ȘTIINȚIFICI

Prof. Univ. Dr. Ing. Rami ȘABAN

Universitatea ”Politehnica” din București

Prof. Univ. Dr. Ing. Maria NICOLAE

Universitatea ”Politehnica” din București

Prof. Univ. Dr. Ing. Vasile LUCA

Universitatea ”Transilvania” din Brașov

Data, ora și locul susținerii publice a tezei de doctorat:

30 septembrie 2010, ora 18, Colina Universității, sala I1.6

Eventualele aprecieri și observații asupra lucrării, vă rugăm să le transmiteți în

timp util, pe adresa Universității ”Transilvania” din Brașov, Facultatea de

Știința și Ingineria Materialelor, Catedra de Ingineria Materialelor și Sudării.

1 CERCETĂRI PRIVIND INGINERIA RULMENȚILOR DE MARI DIMENSIUNI CU SCOPUL REDUCERII MASELOR INERȚIALE


Sorin Adrian Barabaș

CUPRINS

INTRODUCERE......................................................................................

CAPITOLUL 1

STADIUL ACTUAL AL CERCETĂRILOR PRIVIND INGINERIA

RULMENȚILOR DE MARI DIMENSIUNI.............................................

1.1. Domenii de utilizare.................................................................

1.1.1. Rulmenți mari utilizați la centrale eoliene.................

1.1.2. Rulmenți mari folosiți în transporturi........................

1.2. Generalități..............................................................................

1.2.1. Montaje cu rulmenți...................................................

1.2.2. Ajustaje şi toleranţe pentru lagărele cu rulmenţi......

1.2.3. Reglarea jocului din rulmenţi....................................

1.2.4. Lubrifierea rulmenților..............................................

1.2.5 Tipuri constructive de rulmenți mari..........................

1.3. Geometria rulmenților cu role de mari dimensiuni.................

1.4. Concluzii și direcții de cercetare.............................................

1.4.1. Concluzii....................................................................

1.4.2. Stabilirea direcțiilor de cercetare..............................

CAPITOLUL 2

ELEMENTE TEORETICE DE CINEMATICĂ A RULMENȚILOR DE

MARI DIMENSIUNI.................................................................................

2.1. Tipuri de mișcare rolă-elemente de rulare..............................

2.2. Mișcarea de rostogolire simplă...............................................

2.3. Mișcarea de rostogolire cu alunecare....................................

2.4. Mișcarea de rostogolire cu pivotare.......................................

2.5. Viteze între corpurile în contact...............................................

2.6. Raportul dintre aria de contact şi aria de frecare...................

2.7. Concluzii..................................................................................

CAPITOLUL 3

ELEMENTE TEORETICE DE DINAMICĂ A RULMENȚILOR DE

MARI DIMENSIUNI.................................................................................

3.1. Distribuția forțelor la rulmentul cu role cilindrice................

3.2. Distribuția forțelor la rulmentul cu role conice.....................

3.3. Distribuția forțelor la rulmentul cu role sferice.....................

3.4. Distribuția forțelor în cazul mișcării de rotație cu excentric..

3.5. Capacitatea de încărcare și durabilitatea rulmenților............

3.5.1. Teoria Lundberg-Palmgren.......................................

3.5.2. Teoria Ioannides-Harris............................................

3.5.3. Teoria Zaretsky..........................................................

3.5.4. Durabilitatea rulmenților mari..................................

3.6. Concluzii..................................................................................

7

8

8

8

10

12

14

14

14

16

16

16

19

20

20

21

22

24

24

7

8

8

8

13

17

19

23

24

25

31

36

45

45

46

47

47

48

51

55

57

59

60

61

62

65

66

67

69

72

74

76

79

84




CAPITOLUL 4 CONTACTUL ROLĂ - CĂI DE RULARE..............................................

4.1 Geometria contactului rolă-elemente de rulare.......................

4.2. Calculul contactului în cazul nealinierii rolei..........................

4.3. Starea tensiunilor și deformațiilor în zona de contact.............

4.3.1. Distribuția tensiunilor pe suprafața de contact..........

4.3.2. Modelul de calcul al contactului rolă-căi de rulare...

4.3.3. Rezolvarea discretă a contactului rolă -căi de rulare

4.3.4. Distribuția tensiunilor în cazul contactului rolă

cavă-inel interior........................................................

4.4. Modelări dinamice ale contactului rolă - inel interior.

Soluția propusă pentru reducerea maselor inerțiale...............

4.4.1. Analiza tensiunilor Von Mises cu ajutorul

software-ului Solidworks și Abaqus...........................

4.4.2. Modelul elaborat pentru studiul rolelor cilindrice.....

4.5. Modelul analitic rolă-inel......................................................... 4.6. Concluzii...........................................................................................

CAPITOLUL 5

MATERIALE FOLOSITE ÎN CONSTRUCȚIA DE RULMENȚI

DE MARI DIMENSIUNI.................................................................. 5.1. Caracteristici de calitatate cerute oțelurilor pentru rulmenții

de mari dimensiuni...................................................................

5.1.1. Cerințe generale.........................................................

5.1.2. Oțeluri pentru rulmenți..............................................

5.1.3. Oțeluri de carburare.................................................

5.1.4. Oțeluri de carbonitrurare și călire superficială........

5.1.5. Incluziuni nemetalice.................................................

5.1.6. Conținutul în gaze......................................................

5.2. Călibilitatea..............................................................................

5.2.1. Călibilitatea miezului..................................................

5.2.2. Călibilitatea stratului..................................................

5.3. Caracteristicile mecanice minime și diagrama de

transformare la răcire continuă...............................................

5.4. Deformarea plastică la cald și tratamentul termic preliminar

5.5. Concluzii...................................................................................

CAPITOLUL 6

ANALIZA TENSIUNILOR APĂRUTE ÎN ROLELE RULMENȚILOR

DE MARI DIMENSIUNI FOLOSIND METODA ELEMENTULUI

FINIT..........................................................................................................

6.1. Elemente de teorie ale analizei prin metoda elementului finit.

6.2. Algoritmul de calcul prin metoda elementului finit..................

6.3. Analiza contactului la rulmentul de dimensiuni mari..............

6.3.1. Etapele parcurse pentru realizarea calculului prin

metoda analizei cu element finit.................................

25

25

26

27

28

28

30

31

32

35

36

36

37

38

39

85

85

86

87

88

89

91

94

94

95

97

99

101

102

102

102

104

106

108

109

111

112

112

112

114

115

117

118

118

120

124

12




6.4 Rezultate obținute folosind analiza cu element finit..................

6.4.1. Rulment radial cu role cilindrice pline.......................

6.4.2. Rulment radial cu role cilindrice cave cu Di=60mm..



6.4.5. Rulment radial cu role cilindrice cave cu Di=100mm

6.5. Interpretarea rezultatelor – concluzii.......................................

CAPITOLUL 7

STUDIUL TRATAMENTULUI TERMOCHIMIC DE CARBURARE

ADÂNCĂ APLICAT RULMENȚILOR DE MARI DIMENSIUNI.........

7.1. Considerații generale...............................................................

7.1.1. Procesul tehnologic....................................................

7.1.2. Elemente teoretice......................................................

7.2. Cercetări în domeniul carburării adânci.................................

7.2.1. Determinarea experimentală a curbelor de duritate

în stratul carburat......................................................

7.2.2. Cercetarea microscopică a structurii stratului

carburat......................................................................

7.2.3. Compoziția și adâncimea stratului carburat.............

7.2.4. Rolul carburilor de tranziție......................................

7.2.5. Austenita reziduală și carburile grosolane................

7.2.6. Tensiunile remanente.................................................

7.2.7. Simularea prin metoda analizei de element finit a

tensiunilor remanente în stratul carburat..................

7.3. Concluzii..................................................................................

CAPITOLUL 8

CONCLUZII GENERALE, CONTRIBUȚII PERSONALE ȘI

DIRECȚII VIITOARE DE CERCETARE................................................

8.1. Concluzii generale...................................................................

8.2. Contribuții personale...............................................................

8.3. Direcții de continuare a cercetarilor.......................................

BILBLIOGRAFIE..........................................................................................

40

43

46

46

49

50

57

58

59

60

60

60

63

64

128

128

132

136

139

142

146

149

149

150

153

160

161

168

169

170

171

172

173

175

176

176

176

179

180

4 RESEARCHES REGARDING LARGE BEARINGS ENGINEERING TO MINIMIZE THE INERTIAL MASS AND TO INCREASE

THE EFFICIENCY IN SERVICE


CONTENTS

INTRODUCTION....................................................................................

CHAPTER 1

CURRENT STAGE OF THE STUDIES REGARDING LARGE

BEARINGS ENGINEERING....................................................................

1.1. Use areas..................................................................................

1.1.1. Large bearings used to wind power systems..............

1.1.2. Large bearings used in transports.............................

1.2. Generalities..............................................................................

1.2.1. Montages with large bearings...................................

1.2.2. Fits and tolerances for bearings................................

1.2.3. Clearance adjustment of bearings............................

1.2.4. Bearings lubrication..................................................

1.2.5 Construction types of large bearings..........................

1.3. Large roller bearings geometry ..............................................

1.4. Conclusions and research direction........................................

1.4.1. Conclusions................................................................

1.4.2. Establish research directions.....................................

CHAPTER 2

KINEMATICS THEORETICAL ELEMENTS OF LARGE

BEARINGS................................................................................................

2.1. Motion types of roller-rolling elements....................................

2.2. Simple rolling motion...............................................................

2.3. Rolling sliding motion.............................................................

2.4. Rolling with rotation motion...................................................

2.5. Speed between elements in contact..........................................

2.6. Relationship between contact area and friction area..............

2.7. Conclusions..............................................................................

CHAPTER 3

DYNAMICS THEORETICAL ELEMENTS OF LARGE

BEARINGS ...............................................................................................

3.1. Force distribution in cylindrical roller bearing.......................

3.2. Force distribution in tapered roller bearing............................

3.3. Force distribution in spherical roller bearing.........................

3.4. Force distribution in rotating eccentric case...........................

3.5. Load capacity and durability of bearings................................

3.5.1. Lundberg-Palmgren theory........................................

3.5.2. Ioannides-Harris theory.............................................

3.5.3. Zaretsky theory...........................................................

3.5.4. Large bearings durability..........................................

3.6. Conclusions..............................................................................

7

8

8

8

10

12

14

14

14

16

16

16

19

20

20

21

22

24

24

7

8

8

8

13

17

19

23

24

25

31

36

45

45

46

47

47

48

51

55

57

59

60

61

62

65

66

67

69

72

74

76

79

84




CHAPTER 4

ROLLER – ROLLING ELEMENTS CONTACT.....................................

4.1 Contact geometry of rolling- elements......................................

4.2. Contact for roller misalignment...............................................

4.3. Stress and deformations in the contact area............................

4.3.1. Stress distribution on contact surface.......................

4.3.2. Calculation model of rolling contact.........................

4.3.3. Discrete solution of rolling contact...........................

4.3.4. Stress distribution for the hollow roller-inner ring

contact........................................................................

4.4. Dynamic modeling of roller-inner ring contact.

The proposed solution for reducing inertial mass...................

4.4.1. Von Mises stress analysis using Solidworks and

Abaqus software...................................................................

4.4.2. The model developed to study cylindrical roller........

4.5. The analytical model roller-inner ring....................................

4.6. Conclusions..............................................................................

CHAPTER 5

MATERIALS USED IN THE CONSTRUCTION OF LARGE

BEARINGS................................................................................................

5.1.Steel quality required for materials of large bearings..............

5.1.1. General requirements................................................

5.1.2. Bearings steels...........................................................

5.1.3. Carburizing steels......................................................

5.1.4. Carbonitriding and surface hardening steels............

5.1.5. Nonmetallic inclusions...............................................

5.1.6. Gas content................................................................

5.2. Hardening................................................................................

5.2.1. Core hardening..........................................................

5.2.2. Layer hardening.........................................................

5.3. Minimum mechanical properties and the continuous cooling

transformation diagram..........................................................

5.4. Hot plastic deformation and preliminary heat treatment........

5.5. Conclusions..............................................................................

CHAPTER 6

STRESS ANALYSIS OF LARGE BEARINGS ROLLERS USING

FINIT ELEMENT METHOD ...................................................................

6.1. Elements of theory of finite element analysis method..............

6.2. Algorithm for finite element method........................................

6.3. Contact analysis at large bearing............................................

6.3.1. Steps to carry out the calculation by finite element

analysis method...........................................................

25

25

26

27

28

28

30

31

32

35

36

36

37

38

39

85

85

86

87

88

89

91

94

94

95

97

99

101

102

102

102

104

106

108

109

111

112

112

112

114

115

117

118

118

120

124

124




6.4 Results obtained using finite element analysys.........................

6.4.1. Radial bearing with solid roller..................................

6.4.2. Radial bearing with hollow roller, Di=60mm............



6.4.5. Radial bearing with hollow roller, Di=100mm..........

6.5. Interpretations of results – Conclusions..................................

CHAPTER 7

STUDY OF DEEP CARBURIZING HEAT TREATMENT APPLIED

TO LARGE BEARINGS...........................................................................

7.1. General considerations............................................................

7.1.1. Technological process................................................

7.1.2. Theoretical elements..................................................

7.2. Researches in deep carburizing domain..................................

7.2.1. Experimental determinations of hardness curves of

carbide layer...............................................................

7.2.2. Microscopic structure research of carbide layer.......

7.2.3. Compozition and depth of carbide layer....................

7.2.4. Role of carbides transition.........................................

7.2.5. Residual austenite and coarse carbides.....................

7.2.6. Residual stresses........................................................

7.2.7. Simulation by finite element method of residual

stress in carbide layer................................................

7.3. Conclusions..............................................................................

CHAPTER 8

GENERAL CONCLUSIONS, PERSONAL CONTRIBUTIONS AND

FUTURE DIRECTIONS OF RESEARCHES...........................................

8.1. General conclusions.................................................................

8.1. Personal contributions.............................................................

8.2. Future directions of researches...............................................

REFERENCES.........................................................................................

40

43

46

46

49

50

57

58

59

60

60

60

63

64

128

128

132

136

139

142

146

149

149

150

153

160

161

168

169

170

171

172

173

175

176

176

176

179

180




INTRODUCERE

Motivația tematicii tezei de doctorat

Scopul acestei teze de doctorat se înscrie în dezvoltarea domeniilor în care

România are interes să desfășoare activități de cercetare științifică cu reale contribuții

la creșterea calității cunoașterii, la dezvoltarea tehnică și tehnologică și la

îmbunătățirea calității vieții, direcția principală de acțiune fiind cercetarea științifică

exploratorie cu rezultate în aplicabilitatea practică.

Obiectivul general al cercetării este reprezentat de creșterea fiabilității în

exploatare a rulmenților de mari dimensiuni prin reducerea maselor inerțiale în situația

implementării în țara noastră a unui parc de centrale eoliene conform cerințelor

europene. Soluțiile de folosire a rulmenților hibrizi cu materiale sinterizate nu se pot

aplica decât la rulmenții mici sau normali. Pentru rulmenții de mari dimensiuni forțele

inerțiale și centrifuge reprezintă o problemă importantă ce conduce la uzarea rapidă a

subansamblelor aflate în contact.

Lucrarea de față își propune să studieze și să rezolve reducerea acestor mase

inerțiale iar soluția propusă este folosirea de role tubulare. Cercetarea demonstrează

posibilitățile tehnologice și a avantajele economice ce decurg din aplicabilitatea

soluției propuse. Consultând literatura de specialitate și făcând explorări pe internet,

nu au fost găsite informații ale altor autori legate de rezolvarea problemei prin

folosirea de role tubulare la rulmenții mari. Rezultă, astfel, caracterul original al

tematicii abordate.

Metodica cercetării propuse

Lucrarea de față își propune studierea comportamentului rulmenților mari

prevăzuți cu role tubulare, studiul geometriei constructive a rolelor și studiul

comparativ al calității rolelor supuse tratamentelor termice. În urma experiențelor și comparațiilor s-au tras concluzii, atât teoretice cât și practice care să conducă la dezvoltarea și perfecționarea acestei tehnologii și să producă transformări favorabile în producția de rulmenți de mari dimensiuni.

Cercetările au un caracter interdisciplinar îmbinând aprofundarea unor cunoștințe

din domeniile: metalurgie fizică, tratamente termice, fizica solidului, teoria

contactului, mecanică aplicată, organe de mașini, încercări mecanice, informatică

aplicată. Finalitatea lucrării s-a concretizat prin brevetarea soluției propuse.

Colaborarea cu Întreprinderea INA Schaeffler și Bodycote Brașov s-a făcut în baza

unui protocol stabilit prin care au fost folosite utilaje sau aparatura din dotare.

Doresc să aduc mulțumiri deosebite domnului profesor universitar doctor inginer

Cornel Eugen Șerban, conducătorul științific al tezei de doctorat pentru sprijinul

acordat permanent de-a lungul întregii perioade de elaborare a lucrării prin îndrumări

și recomandări de un înalt profesionalism. De asemenea mulțumesc domnului profesor

universitar doctor inginer Vasile Luca pentru îndrumările și utilele orientări acordate.

Doresc să mulțumesc Comisiei de Doctorat, comisiilor avute la analiza

rapoartelor și întregii catedre I.M.S. a Universității ”Transilvania” Brașov pentru

timpul acordat prin studiul și aprecierile făcute asupra tezei de doctorat.




CAPITOLUL 1

STADIUL ACTUAL AL CERCETĂRILOR PRIVIND INGINERIA

RULMENȚILOR DE MARI DIMENSIUNI

1.1 Domenii de utilizare

Rulmenții de mari dimensiuni se folosesc în numeroase domenii industriale,

cum ar fi: producerea energiei electrice (intră în componența centralelor eoliene),

domeniul transporturilor (naval, feroviar, aeronautic), în construcții (ansambluri

rotative), în cercetare (observatoare astronomice), în construcția de mașini-unelte

(mese rotative, centre de prelucrare). Este interesant de arătat că în condițiile crizei

financiar-economice care a debutat la sfârșitul anului 2008, producția de rulmenți mari

s-a menținut sau chiar a crescut la nivel mondial, național și local. Astfel, INA

Schaeffler, una din întreprinderile brașovene cu care s-a colaborat în efectuarea

testelor, a reușit să mențină un număr de angajați de aproximativ 3500 oameni, în

condițiile în care producția de piese auto a scăzut, tocmai prin mărirea producției de

rulmenți mari, ce se bazează în special pe producția de centrale eoliene[174].

1.1.1 Rulmenți mari utilizați la centrale eoliene

Energia eoliană este folosită extensiv în ziua de astăzi și turbine noi de vânt se

construiesc în toata lumea, energia eoliană fiind sursa de energie cu cea mai rapidă

creștere în ultimii ani. Majoritatea turbinelor produc energie peste 25% din timp, acest

procent crescând iarna, când vânturile sunt mai puternice.

În ansamblu, UE şi-a propus ca, până în 2020, 20% din consumul său total de

energie să provină din resurse regenerabile. România a agreat această ţintă, ca stat

membru al Uniunii Europene. Ca o consecinţă, până în 2020, România va trebui să

crească ponderea surselor regenerabile în consumul naţional de energie, de la nivelul

de 17,8% înregistrat în 2005, la 24%. În cazul în care România nu îşi atinge

obiectivele asumate, UE va declanşa procedura de “infringement”, procedura privind

constatarea încălcării de către un stat a neîndeplinirii unei obligaţii ce îi revine în

calitate de stat membru[156].

Fig. 1.3. Rulmenții mari folosiți în construcția centralei eoliene Mitsubishi

MWT62/1.0 a) Rulmentul axului principal b) Rulmentul palei




Fig. 1.4. Sistemele de rotație: rotor, pală,

pivotare, prevăzute cu rulmenți mari

Cantitatea de energie electrică produsă de o instalaţie eoliană depinde de tipul

şi de dimensiunile turbinei şi de amplasamentul instalaţiei. La viteze joase nu se

produce energie electrică. De la

Beaufort 2 (aproximativ 3 m/s) în

sus, turbina furnizează puterea

maximă. La o viteză a vântului de

peste 25 m/s turbinele au fost

proiectate ca să se blocheze și să se

frâneze într-un mod controlat pentru

a se evita supraîncărcarea şi avarierea

instalaţiei turbinei sau a construcţiei.

Ultimele realizări sunt echipate cu

dispozitiv de control al unghiului de

înclinare care modifică unghiul palei

rotorului în condiţii de vreme

nefavorabilă.[34]

Turbinele eoliene sunt

echipate cu un sistem de siguranţă

robust incluzând un sistem

aerodinamic de blocare. În cazuri de

pericol sau pentru oprirea necesară

mentenanţei se foloseşte un disc de

blocare.

Rezultatul constă în faptul că puterea poate fi generată chiar în condiţii de

vreme rea. În timpul furtunilor puternice este totuşi necesar să se blocheze turbina.

Reiese clar că reducerea forțelor inerțiale în sistemul centralelor eoliene este

benefică, conducând la porniri și frânări mult mai precise și la micșorarea uzării

pieselor aflate în mișcare. În acest context, reducerea maselor inerțiale la rulmenții de

mari dimensiuni ce sunt amplasați în sistemul de rotație al palelor și care se rotesc

odată cu acestea, este evidentă, pe lângă importantele reduceri de material,

determinând și mărirea duratei de viață a rulmenților prin micșorarea uzării acestora.

Influența maselor inerțiale în construcția turbinei eoliene, implicit în

construcția rulmenților de mari dimensiuni este studiată de Song, Dhinakaran și

Bao.[132]

Dinamica unui sistem de conversie a energiei vântului în electricitate este dată

de următoarele relații [36]:

TR-TCV1 = JR

(1.1)

și

TCV2-TG = JG

(1.2)

unde TR este momentul de torsiune al rotorului;

TCV1 - momentul la intrarea în cutia de viteză;

TCV2 - momentul la ieșirea din cutia de viteză;




TG - momentul la ieșirea din generator;

JR - momentul de inerție al rotorului;

JG - momentul de inerție al rotorului;

- viteza de rotație a axului principal;

- viteza de rotație a arborelui de viteză mare;

BR și BG - constante de frecare în sistemul rotor și generator.

Din (1) reiese:

(1.3)

Relația (1.3) conduce la concluzia evidentă a importanței micșorării

momentului de inerție al rotorului, implicit al maselor inerțiale ale acestuia, fapt ce va

conduce direct la mărirea vitezei de rotație a axului principal, deci va permite pornirea

mai rapidă a centralei eoliene la o viteză mai mică a vântului. Unul din mijloacele prin

care putem micșora momentul de inerție este acela dat de micșorarea maselor inerțiale

deci prin micșorarea masei rulmenților aflați în sistemul de rotire al palelor.

România are cel mai ridicat potențial din sud-estul Europei în domeniul

energiei eoliene, sud-estul Dobrogei plasându-se chiar pe locul al doilea la nivelul

întregului continent, relevă un studiu Erste Group.

Potențialul eolian al României este estimat la 14.000 MW capacitate instalată,

însă țara noastră dispune deocamdată de doar 7 MW instalați în turbine eoliene.

Potrivit unui studiu al Institutului Român pentru Energie (IRE), sectorul energiei

eoliene ar putea contribui cu 13 TWh la necesarul național anual în 2020, scenariu

care ar implica dezvoltarea de capacități de producție complementare, bazate pe

turbine care să dezvolte până la 15 TWh. [152]

1.1.2. Rulmenți mari folosiți în transporturi

a) Transporturi feroviare.

Rulmenții folosiți în transporturi feroviare au în general dimensiuni care ajung

la diametrul exterior de 400 mm.

Fig.1.7. Rulmenți folosiți în transporturi feroviare




Componența unor astfel de rulmenți se poate observa în fig.1.7 și 1.8

Fig.1.8. Rulmenți folosiți în transporturi feroviare

Apariția vibrațiilor conduce la deplasarea axei de rotație a arborelui fiind

însoțită de deplasările corespunzătoare ale centrului de greutate al piesei în rotaţie,

ceea ce duce la apariţia forţelor de inerţie, ale căror componente sunt determinate sub

forma generală, de următoarea relaţie:

Fi = mrω2sinωt (1.4)

unde Fi este forța de inerție;

m - masa rulmentului;

r - distanța pe care se produce deplasarea centrului de greutate;

ω - componenta vitezei unghiulare determinată de frecvența vibrației.

În cazul diametrelor interioare egale, rulmenţii din seria mijlocie au niveluri de

zgomote şi vibraţii mărite în comparaţie cu rulmenţii din seria uşoară, ceea ce se

explică prin mărirea greutății corpurilor de rulare. O creştere analogă se constată la

trecerea de la seria mijlocie la cea grea[8]..

Un alt factor important în micșorarea vibrațiilor este așa cum s-a arătat în

ecuația (1.4), micșorarea forțelor inerțiale, implicit a maselor inerțiale. Existența

forțelor inerțiale conduce la mărirea momentelor de inerție. Relația dintre forțele de

inerție și vibrații care apar într-un rulment a fost studiată și exemplificată stabilindu-se

apmplitudinea vibrațiilor.[130], [66], [137]:

(1.5)




unde p și h sunt coeficienți de elasticitate, respectiv amortizare;

m - masa rulmentului;

r - distanța pe care se produce deplasarea centrului de greutate;

ω - componenta vitezei unghiulare determinată de frecvența vibrației.

Din relația (1.5) se poate deduce proporționalitatea amplitudinii vibrațiilor cu

masa sistemului vibrator.

Câteva tipuri de montaje, realizate la Timken Ploiești, ale acestor rulmenți sunt

prezentate în figura 1.9.[162]

Fig.1.9. Montaje cu rulmenți grei Timken în domeniul feroviar (Global Rail

Application-Timken Company)

1.3 Geometria rulmenților cu role de mari dimensiuni

Elementele geometrice ale rulmenților de mari dimensiuni cu role influențează

decisiv durata acestora de viață,

rezistența la oboseală,

capacitatea de încărcare, viteza

de funcționare, vibrațiile, forțele

de frecare, regimul termic,

fiabilitatea.

Rolele din figura 1.34

prezintă două soluții constructive

utilizate în cazul contactelor Fig.1.34. Role cu profil modificat, logaritmic și

sferic.




liniare modificate. Unghiul de contact la acești rulmenți este nul și nu este influențat

de jocul diametral. Eventualele forțe axiale sunt preluate de umerii de ghidare.

Variante constructive de role[149] și tipuri de contact dintre rolă și inele sunt

exemplificate în fig.1.35.

În figura 1.35 se pot observa încărcările de capăt ce apar la o rolă cu profil

cilindic drept (a), micșorarea și atenuarea încărcărilor de capăt pentru role cilindrice

cu profil ascuțit și logaritmic (b, c) și dispariția încărcărilor la capetele rolei pentru

profilul sferic (d).

Dezechilibrul dinamic al rulmentului poate fi

caracterizat cantitativ prin produsul[42]:

Dz = me (1.21)

unde: m – este masa rulmentului;

e – excentricitatea centrului de greutate față

de axa geometrică;(fig.1.38)

Dz poate fi într-adevar considerat ca mărime

ce caracterizează dezechilibrul dinamic al

rulmentului întrucât forța centrifugă produsă la

rotirea unui corp este:

Fc = mεω2 (1.22)

în care ω este viteza unghiulară de rotație.

Fig. 1.35. Tipuri de contacte Hertziene după profilul rolei a)- rolă cu profil plan ;

b)- rolă cu profil ascuțit ; c)- rolă cu profil logaritmic ; d)- rolă cu profil sferic

Fig. 1.38. Apariția

excentricității în cazul

jocurilor la rulmenții cu role




Cu cât dezechilibrul Dz este mai mare, cu atât forța centrifugă este mai mare la

aceeași viteză unghiulară. Dezechilibrul Dz se poate folosi drept mărime de

comparație pentru calitatea echilibrării rulmenților de același fel, adică având aceeași

formă, aceleași dimensiuni, același material și, implicit, aceeași masă și distribuție a

acesteia.

1.4. Concluzii și direcții de cercetare

1.4.1. Concluzii

a) S-a realizat un studiu de sinteză a domeniilor de utilizare a rulmenților de

mari dimensiuni care tratează aspecte legate de rolul pe care îl au rulmenții în cadrul

fiecărui ansamblu folosit, evidențiindu-se cerința majoră pe piața energetică și a

transporturilor în condiții dificile de temperaturi înalte, medii corozive, mediu

magnetic sau electric etc.

b) S-au trecut în revistă principalele probleme care pot apărea în funcționarea

rulmenților din oțel, s-au subliniat modurile de montare și s-au sintetizat principalele

metode de ungere și lubrifianții adecvați pentru diferite condiții de exploatare ale

rulmenților de mari dimensiuni.

c) Rulmenții care funcționează la eforturi considerabile se distrug datorită

fenomenelor dinamice care se produc între elementele acestora. Principalul avantaj al

reducerii maselor inerțiale îl reprezintă scăderea forțelor centrifuge care acționează

asupra rulmentului. Se obține astfel o scădere importantă a pierderilor prin frecare și a

temperaturii dezvoltate în rulmenți.

d) S-au trecut în revistă principalele modele constructive de rulmenți mari,

subliniindu-se caracteristicile și utilitatea fiecărui model.

e) S-a studiat comportarea tribologică și geometria rulmenților mari, punându-

se accent pe elementele de rulare, contactul rolă-cale de rulare și forma constructivă a

rolelor.

1.4.2. Stabilirea direcțiilor de cercetare

În domeniul rulmenților de dimensiuni mari, la nivel mondial, studiile au

început relativ târziu (1970 –1975), comparativ cu studiile desfășurate în domeniul

rulmenților obișnuiți de dimensiuni mici și medii. În țările cu tradiție în producerea

rulmenților (S.U.A., Japonia și Germania), cercetările cu privire la rulmenții mari au

cunoscut o mare amploare în special în ultimul deceniu. În cea mai mare parte,

rezultatele cercetărilor efectuate sunt confidențiale, marile firme producătoare de

rulmenți mari (SKF, FAG, NSK, KOYO etc.) publicându-le mai mult cu caracter de

reclamă.

Forțele inerțiale la rulmenții de dimensiuni mici și medii nu au avut efectele

negative pe care le au la rulmenții de dimensiuni mari, în țara noastră existând

cercetări puține efectuate pe această temă. Cercetările recente privesc, în special,

tribologia și modurile de uzare ale materialelor și probleme legate de tensiunile

apărute în punctele de contact. În acest context, lucrarea elaborată prezintă noutăți, iar

cercetarea s-a canalizat pe următoarele direcții:




a) analiza atentă a particularităților rulmenților de mari dimensiuni, în vederea

identificării problemelor care pot apărea în funcționarea acestora.

b) găsirea unor soluții practice de reducere a maselor inerțiale care să poată fi

aplicate în domeniile de utilizare a rulmenților, pe scară largă sau în totalitate.

c) dezvoltarea unui model matematic, care să permită predicții ale fiabilității

rulmenților (parametri cinematici și dinamici, sarcini de contact, durabilitate

teoretică, sarcină dinamică de bază, momente de frecare și pierderi prin frecare)

în condiții de aplicare a soluțiilor propuse.

d) transcrierea modelului într-un program de simulare computerizată, care să

permită optimizarea parametrilor de exploatare și a geometriei interne a

rulmenților de mari dimensiuni pentru aplicații specifice, în vederea elaborării

unui instrument eficient pentru firmele producătoare.

e) efectuarea de testări de carburare adâncă pe probe obținute de la întreprinderi

producătoare de rulmenți pentru verificarea soluțiilor propuse de reducere a

maselor inerțiale și analizarea structurii materialelor folosite.

f) elaborarea unui proiect de invenție bazat pe folosirea rolelor tubulare (acest tip

de rolă nu se folosește actualmente la rulmenții mari) și omologarea acestei

invenții la O.S.I.M.




CAPITOLUL 2

ELEMENTE TEORETICE DE CINEMATICĂ A RULMENȚILOR DE

MARI DIMENSIUNI

2.1 Tipuri de mișcare rolă-elemente de rulare

Cinematica rulmentului mare caracterizează condiţiile de mişcare relativă între

rolă și cele două inele, exterior și interior. Mişcarea rolei poate fi interpretată ca o

compunere de mişcări parţiale, de rotaţie şi translaţie după cele trei axe. Pentru a

caracteriza cinematica contactului, este necesară cunoaşterea detaliilor despre[9],[64]:

- tipul de mişcare a corpurilor;

- informaţii despre evoluţia mişcării în timp şi spaţiu;

- vitezele absolute şi relative ale elementelor rulmentului;

- condiţii de realizare a contactului.

2.3 Mișcarea de rostogolire cu alunecare

Alunecările care se produc în tribocontactele rulmenților influențează în mod

direct și substanțial pierderile prin frecare din rulment. Sursele frecării de alunecare

sunt clar evidențiate de : [106]

- alunecări între elementele de rostogolire și căile de rulare, datorate geometriei

de contact ale suprafețelor;

- alunecări datorate deformării

elementelor în contact (alunecări

„Heathcote‟);

- alunecări produse pe suprafețele de

contact dintre buzunarele coliviei și

elementele de rostogolire;

- alunecări între colivie și inelul care

realizează ghidarea coliviei (apar

numai în rulmenții la care s-a aplicat

această soluție constructivă);

- în rulmenții cu role apar alunecări

între capetele rolelor și inelul de

ghidare a rolelor;

- alunecări între elementele de

etanșare interioare și suprafețele în

mișcare cu care etanșările vin în

contact (numai în cazul rulmenților

care prezintă elemente de etanșare).

Relațiile dintre viteze pot fi scrise:

(2.18)

(2.19)

Fig.2.3. Diagrama vitezelor la

rulmentul cu role în cazul rostogolirii

cu alunecare: cazul inel exterior fix-

inel interior rotitor




Fig.2.5. Variația vitezei unghiulare a

rolelor în funcție de poziția pe care o au

față de direcția încărcării

În figura 2.5 se poate observa

variația vitezei unghiulare pentru un

rulment supus unei încărcări radiale

Fr=250N (fig.2.5.a) și Fr=170N (fig.2.5.b).

Rolele pot căpăta mișcări

suplimentare [51],[11] de înclinare față de

axa rulmentului. Înclinarea relativă a celor

două inele și jocul radial din rulment au

influențe determinante asupra înclinării

rolelor (fig. 2.6). Rulmentul a funcționat

la 2500 rot/min și a avut jocurile

Jr1=0,03mm respectiv Jr2=0,12 mm

Prin considerarea vitezelor de alunecare de pe suprafața de contact relațiile cinematice

devin mult mai complicate. [53], [136], [128], [89].

Fig.2.6. Valorile unghiului de înclinare a rolelor funcție de poziția rolei

Fig. 2.7. Alunecările unui rulment cu role a) pe inelul exterior b) pe inelul

interior




În cazul rulmenților mari, forțele centrifuge capătă ordine de mărime apropiate

de ale sarcinilor de pe suprafețele de contact, vitezele de alunecare devin mari și

trebuie luate în considerație în analiza cinematică a rulmentului.[92],[97]

Sistemele de coordonate definite în scopul punerii în practică a acestui model

cinematic sunt următoarele: un sistem inerțial, un sistem al inelului (interior sau

exterior), un sistem azimutal (care urmărește poziția unghiulară a corpului de

rostogolire în raport cu poziția sistemului inerțial), un sistem al corpului de

rostogoliore și un sistem de contact (pentru fiecare contact în parte).

Relațiile alunecărilor dintre rolă și inelul interior sunt:

(2.20)

(2.21)

(2.22)

(2.23)

unde t este deplasarea făcută de un punct de pe rolă măsurată pe inelul exterior,

respectiv interior într-un interval de timp dat ;

s - deplasarea punctului de pe rolă în același interval de timp măsurată pe

circumferința rolei;

Dr - diametrul de dispunere al rolelor ;

φ, ξ - unghiurile între centrul rolei aflată în poziția n și centrul rolei aflată în

poziția n+1 în care ajunge în intervalul de timp dat, măsurate pe cele două căi

de rulare exterioară și interioară[rad];

θ - unghiul deplasării punctului pe rolă în intervalul de timp dat [rad].

O analiză cinematică mai fidelă a rulmentului trebuie să considere și

deformațiile de contact, deoarece acestea nu sunt egale în toate punctele de pe

suprafața de contact [88].

În fig. 2.8 sunt exemplificate două tipuri de role[91] : role drepte la capăt (a) și

semisferice (b).

Fig.2.8. Tipuri constructive diferite de role cilindrice




În cazul rolelor drepte la capăt, contactul, în cazul nedeformărilor elastice se

face într-un singur punct.

Odată cu apariția

deformărilor, punctul de

contact se deplasează spre

marginea inelului, deplasare

caracterizată prin unghiul ϴf.

Poziția punctului de

contact este aproximată în

fig. 2.9.

În cazul rolelor

cilindrice cu capăt drept, în

cazul real al unui sistem

deformabil, deplasarea

punctului de contact, implicit,

mărirea forțelor de frecare

este mai mare decât în cazul

rolelor cu cap bombat. De

aceea, în variantele constructive se va avea în vedere acest lucru pentru ca forțele de

frecare să nu conducă la defectarea majoră a rulmentului [67].

2.7 Concluzii

a) A fost dezvoltat un model de analiză cinematică a rulmenților de dimensiuni

mari radiali-axiali cu role. Acest model consideră alunecările, efecte ale

modificării unghiurilor de contact și a sarcinilor de contact apărute în urma

acțiunii forțelor centrifuge.

b) O analiză cinematică mai fidelă a rulmentului trebuie să considere și

deformațiile de contact, deoarece acestea nu sunt egale în toate punctele de pe

suprafața de contact.

c) Modelele cinematice care consideră deformațiile locale de contact sunt mai

precise deoarece deformațiile elastice influențează direct mărimea vectorului

viteză unghiulară, prin urmare mărimile vitezelor tangențiale în punctul de

contact considerat precum și vitezele de alunecare.

d) În cazul rulmenților de mari dimensiuni cu role cilindrice, mișcarea rolei poate

fi asimilată cu o mișcare de rostogolire cu alunecare. Datorită geometriei

rolelor în capătul acestora apar frecări suplimentare și mișcări de alunecare care

conduc la mărirea temperaturii și la repartizarea neuniformă a încărcării

rulmentului.

e) S-a studiat legătura dintre geometria rolei, punctul de contact și mișcarea de

alunecare, sintetizându-se rezultatele.

f) Rezultatele teoretice sintetizate au fost comparate cu rezultatele teoretice și

experimentale prezentate în literatura de specialitate, observându-se o bună

concordanță între acestea.

Fig.2.9. Poziția punctului de contact în cazul

rulmenților cu role cilindrice




CAPITOLUL 3

ELEMENTE TEORETICE DE DINAMICĂ A RULMENȚILOR DE

MARI DIMENSIUNI

3.1 Distribuția forțelor la rulmentul cu role cilindrice

La rulmenții radiali cu role cilindrice, distribuția forțelor pe role diferă în

funcție de rolul pe care îl joacă rolele, motor sau antrenat. Forțele și momentele ce

acționează asupra unei role sunt forțe centrifuge, inerțiale, de frecare, hidrodinamice.

[25]

Tij -forță de frecare tangențială între rolă și inel interior ;

Tej -forță de frecare tangențială între rolă și inel exterior ;

Hij, Hej - forțe hidrodinamice sau de presiune ;

Fc - forță centrifugă ;

Qij, Qej sunt forțele normale de apăsare ;

Qcj, μQcj - forța normală între rolă și colivie, respectiv forța de frecare ;

Fgj - forța de frecare dintre rolă și umărul de ghidare ;

Mrj - moment rezistent ce se opune mișcării rolei.

Fgj ≈ μgiQgi (3.1)

unde Qgi este forța de apăsare a rolei pe umărul de ghidare

Fig.3.1. Distribuția forțelor la un rulment cu role cilindrice




3.3 Distribuția forțelor la rulmentul cu role sferice

Cazul unui rulment cu role sferice este arătat în fig 3.4 iar ecuațiile de echilibru

sunt (3.29) și (3.30) [63],[105].

(3.29)

(3.30)

Rezolvarea acestor ecuații conduce la :

(3.31)

(3.32)

Încărcările unei role sferice mai pot fi calculate plecând de la componentele

forței centrifuge [108].

(3.33)

(3.34)

Din (33) și (34) reiese :

(3.35)

În general, rulmenții cu role sferice lucrează la viteze mici care nu modifică

unghiul de contact. De asemenea, un rulment cu role sferice pe două rânduri își

autoechilibrează forța axială, calea de rulare exterioară fiind mai tensionată decât cea

interioară.

Fig.3.4 Analiza forței de apăsare în condițiile existenței forței centrifuge la

un rulment cu role sferice




3.4 Distribuția forțelor în rotația cu excentric

În cazul centralelor eoliene

rulmenții palelor se învârt odată cu

axul principal de rotație, cazul putând fi

asimilat cu studiul efectuat de Harris, și

anume rotația rolei cu axă excentrică

conform figurii 3.5 [59].

Prin urmare, o forţă suplimentară

inerţială sau centrifugală este indusă în

elementul de rulare. Poziționarea

acestor rulmenți se face conform figurii

1.4 la fiecare pală. Forța centrifugală

rezultată are valori importante care

coduc la scurtarea semnificativă a vieții

rulmentului. De asemenea, așa cum s-a

arătat în cap.I, forța inerțială totală ca

sumă a forțelor inerțiale elementare (pe

fiecare rolă) conduce la difuncționalități

ale sistemului energetic al centralei.

Fc este forța centrifugală

datorată mișcării de rotație a rulmentului cu viteza ωm

Fce - forța centrifugală apărută prin rotirea axului principal cu viteza ωe;

re - raza de dispunere a rulmenților palelor;

rm - raza de dispunere a rolelor în rulment.

Din figura 3.5 se poate scrie:

(3.36)

(3.37)

Se poate observa că forța Fce este dependentă de poziția pe care o are rola față

de vectorul de poziție al rulmentului, respectiv ungiul ψ. Astfel pentru ψ=1800 forța

centrifugală Fce este maximă.

(3.38)

Dacă descompunem Fce în componentele sale, radială, Fcer și tangențială, Fcet

putem scrie următoarele relații :

(3.39)

(3.40)

Fig.3.5. Forța inerțială suplimentară datorată

excentricitații




Într-un astfel de sistem, forța centrifugală radială instantanee se poate scrie :

(3.41)

La fel, forța centrifugală tangențială instantanee se poate scrie :

(3.42)

Harris determină aceaste ecuații pentru role :

(3.43)

(3.44)

Se poate observa influența directă

a masei rolelor în mărimea acestor forțe

precum și una din cauzele alunecărilor

ce se produc în sistem. Una din soluțiile

ce ar putea fi adoptate și pe care acest

studiu o cercetează este folosirea rolelor

cave (fig. 3.6). [157]

Se consideră o rolă plină de masă m,

rază R și lungime l. (fig.3.6.a)

(3.45)

unde dm este masa unui element

(3.46)

Momentul de inerție în raport cu axa (δ) este:

(3.47)

(3.48)

Pentru rola cavă din fig. 3.6.b se folosește același raționament:

(3.49)

(3.50)

Fig.3.6 Role cilindrice pline (a) și cave (b)




3.5.4 Durabilitatea rulmenților mari

Metoda este recomandată pentru estimarea durabilităţii rulmenţilor care

funcţionează la viteze moderate şi tensiuni de contact mari, adică C/P < 0,6 [173].

Relația (3.54) devine: p

P

C

aa

ca

ra

vaaaa

naL

321

(3.78)

unde: na

L este durabilitatea nominală corectată (milioane de rotații);

(indicele n reprezintă diferența dintre fiabilitatea necesară și 100%);

a1 - factorul de ajustare a durabilității pentru fiabilitate;

a2 - factorul de ajustare pentru material;

a3 - factorul de ajustare a durabilității pentru condițiile de funcționare.

av - factorul de viteză;

ar - factorul de rugozitate;

ac - factorul de contaminare a lubrifiantului;

aa - factorul de abatere de la coaxialitate;

C - sarcina dinamică de bază, [N];

P - sarcina dinamică echivalentă a rulmentului [N];

p - exponent al formulei durabilității:

p=3 pentru rulmenți cu bilă;

p=10/3 pentru rulmenți cu role;

3.6 Concluzii

a) Analizând metodologia de calcul a sarcinii dinamice de bază a rulmenților

din oțel, dezvoltată de către Lundberg și Palmgren, s-a constatat că pentru rulmenții de

mari dimensiuni, teoria Ioannides-Harris, completată de Zaretsky cu efectul “hoop

sress” care ține seama de expansiunea centrifugală rolă-inel interior concordă mai

exact cu rezultatele reale.

b) S-a modelat cazul unui ansamblu eolian în care s-a ținut seama de forțele și

momentele de inerție apărute în rulmenții palelor luându-se în considerare ambele

cazuri: rolă plină-mase de inerție mari și rolă cavă-reducerea maselor inerțiale.

c) S-a considerat că tensiunile Von Mises corespund cu tensiunile apărute în

zona de contact, plecându-se de la realitatea existentă a rulmenților de mari

dimensiuni cu role pline și demonstrând că durabilitatea acestora crește în cazul unor

role tubulare.

d) Pentru turații medii, la sarcini corespunzătoare unei turbine eoliene,

momentul de inerție al rulmenților mari cu role cave este mai mic decât al rulmenților

cu role pline. Pentru a calcula durabilitatea acestora se consideră că deformațiile

apărute în zona de contact aparțin domeniului elasto-plastic.

e) Distrugerea prin oboseala superficială de contact are la bază procesul

complex de deformare elastică și plastică, provocată de solicitarea pulsatorie a

straturilor de material din imediata apropiere a suprafeței, analizându-se tipurile de

contact.

25 CERCETĂRI PRIVIND INGINERIA RULMENȚILOR DE MARI DIMENSIUNI CU SCOPUL REDUCERII MASELOR INERȚIALE ȘI

A SPORIRII EFICIENȚEI ÎN EXPLOATARE


CAPITOLUL 4

CONTACTUL ROLĂ - CĂI DE RULARE

4.1 Geometria contactului rolă-elemente de rulare

Contactul rolă-căi de rulare este

sistemul care conține toate elementele ce

conduc la uzarea rulmentului, tensiunile

care apar fiind datorate vârfurilor de

presiune de la capetele rolei numite

presiuni de capăt. Pentru prevenirea

apariției acestora, profilul rolei s-a

modificat (cap.1.3) în sensul trecerii către

un profil logaritmic care să faciliteze

obținerea unei presiuni uniforme de-a

lungul generatoarei rolei. Funcția de

generare de profil a fost dezvoltată pentru

prima oară de Lundberg [62] apoi Johns-

Gohar [70]. Rotirea rolei în jurul axei X

(fig.4.1) a fost luată în considerare de

Kawase și Fujiwara [50].

Tensiunile Von Mises și tensiunile

Tresca se uniformizează în cazul unui

profil logaritmic al rolei, conducând la

mărirea sensibilă a durabilității. Profilul,

după studiile făcute de Kamamoto [77] și

Urata [144] poate fi construit după 2 sau mai multe arce de cerc a căror rază se

diminuează de la centrul rolei către capătul acesteia. Urata demonstrează că, în cazul

rolei cu profil modificat, tensiunile de capăt apar doar accidental în cazul unor alinieri

defectuoase după axa X. Pentru rezolvarea problemei nealinierii se introduc parametri

noi care să ia în considerare această rotire după axa X.

(4.1)

unde a este jumătate din lungimea efectivă de contact;

b - jumătate din lățimea contactului;

E` -

echivalentul modulului lui Young;

E - modulul lui Young;

ν – rația Poisson;

l - lungimea efectivă a contactului;

Q - încărcarea contactului;

y - poziția pe direcție axială;

z(y) - deplasarea pe direcția z a curburii la poziția y.

(4.2)

Fig. 4.1. Modificarea unei role cilindrice

prin executarea unor prelucrări de capăt

după profil logaritmic[86]




4.2 Calculul contactului în cazul nealinierii rolei

Pentru a rezolva problema nealinierii rolei după axa X, Kawase și Fujiwara

introduc parametrii : K1, Km, și zm și ecuația (1) devine[50]:

(4.3)

unde: ym este lungimea porțiunii drepte

(4.4)

Din ecuațiile (3) și (4) deducem:

(4.5)

Notând cu :

și

obținem:

(4.6)

Vizualizarea geometrică a parametrilor

profilului logaritmic se vede în fig. 4.2.

În contactul rolă-cale de rulare pot apărea

deformații ale celor două elemente aflate în

contact și anume deformații elastice și

deformații plastice. Elementele geometrice ale

contactului liniar sunt prezentate în fig. 4.3.

Curbura suprafeţelor în cele două elemente

a fost evaluată în cap. 1.3 relațiile 25..30 și

este pozitivă sau negativă după cum suprafaţa

este convexă şi, respectiv, concavă.

Suma curburilor [51] :

22211211

(4.7)

Funcţia curburilor F() se defineşte prin

relaţia:

Fig.4.2. Coeficienții profilului logaritmic

modificat al rolei cilindrice pentru

eliminarea tensiunilor de capăt

Fig.4.3. Contactul rolă- inel

interior. Elemente geometrice[119]




)()()(F 22211211 (4.8)

Pentru un contact liniar razele de curbură pentru ambele suprafeţe, în planul 2

(axial), au valori infinite şi curburile corespunzătoare sunt nule:

12=22=0 şi deci F()=1 (4.9)

Suprafeţele elementelor de rulare vin în contact direct, cu dezvoltarea unor

tensiuni normale şi tangenţiale, pe suprafaţă şi în adâncime, precum şi cu deformarea

locală a suprafeţelor în zona de contact.

4.3 Starea tensiunilor și deformațiilor în zona de contact

Starea de tensiuni şi deformaţii în zona ariei de contact poate fi caracterizată

aplicând teoria contactului elastic, stabilită de Hertz, în 1895. Conform acestei teorii,

dacă există un punct sau o linie de contact între două corpuri elastice, sub influenţa

forţelor exterioare, normale faţă de aria de contact, pe aria de contact apar tensiuni

normale iar corpurile conjugate se deformează elastic. În teoria hertziană a contactului

se consideră următoarele ipoteze simplificatoare:

- aria de contact nu este lubrifiată, fiind, deci, uscată;

- materialele corpurilor conjugate sunt omogene şi izotrope;

- se acceptă valabilitatea legii lui Hooke pentru deformaţiile elastice;

- corpurile conjugate au suprafeţe geometrice ideale, fără să se ţină seama de

rugozitate şi de erorile de formă;

- deformaţiile sunt complet elastice şi aria de contact este mică în comparaţie cu

dimensiunile corpurilor în contact.

Conform figurii 4.3 putem scrie [71]:

2

2

2

1

2

121

21

11

12

EE

RR

RR

L

Qb

(4.10)

Apropierea relativă dintre cele două suprafeţe cilindrice în contact se

calculează cu relaţia:

407.0

2ln

1407.0

2ln

122

2

2

21

1

2

1

0b

R

Eb

R

EL

Qh

(4.11)

unde R1 şi R2 sunt razele de curbură ale celor două suprafeţe în zona de contact.

Tensiunea normală z are următoarea expresie, pe suprafaţa de contact:

2

0zb

y1py

(4.12)

Tensiunea maximă, p0, şi tensiunea medie, pm, se calculează cu relaţiile:




Lb

Qp

20 (4.13)

Lb

Qpm

2 (4.14)

4.3.1 Distribuția tensiunilor pe suprafața de contact

Distribuţia tensiunii normale z pe

suprafaţa de contact este prezentată în

figura 4.4 Toate tensiunile tangenţiale

principale prezintă maxime la anumite

adâncimi sub suprafaţa de contact [57].

Tensiunile echivalente denumite și

tensiuni decisive se calculează în baza a

două ipoteze:

Ipoteza tensiunii tangenţiale maxime

(T) după Tresca [6]:

max2

3 Tech (4.15)

Ipoteza tensiunii echivalente maxime (E) după Von Mises [7] cap3. rel.3.69

)(6)()()(2

1 222222

zxyzxyxzzyyxech E

(4.16)

cu ζx, ζy şi ζz tensiunile normale principale.

4.3.3 Rezolvarea discretă a contactului rolă –căi de rulare

Pentru cazul real al rulmenților de dimensiuni mari care realizează contacte

nehertziene, liniare sau punctuale, nu există abordări analitice, astfel încât o abordare

discretă este soluția care se impune considerând și performanțele actuale ale tehnicii

de calcul [56].

Fig.4.4. Tensiunile în cazul

contactului liniar

Fig.4.6. Divizarea în elemente finite a ariei de contact




În sistemul cartezian considerat, coordonatele nodului (i, j) sunt notate prin (xi,

yj), fiind exprimate prin:

xixi , )0( Nxi (4.23)

yjy j , ( Nyj 0 ) (4.24)

unde x si y sunt pașii rețelei pe direcțiile x și respectiv y.

Coordonatele nodului (i, j), sunt notate prin: (xi, yj), fiind date de: xixi ,

)0( Nxi , și yjy j .

Presiunea reală este de asemenea apreciată sub forma discretă pij.

Reprezentarea analitică dată de ecuațiile (16)…(19) este înlocuită de

formularea discretă dată de ecuațiile (24)…(4.11) [58]:

0huhg ijijij , (4.25)

,,

1

0

1

0

klljki

Ny

l

Nx

k

ij pKu

(4.26)

Qpyx ij

Ny

j

Nx

i

1

0

1

0

(4.27)

,0ijg ,0ijp rAji ),( (4.28)

,0ijg ,0ijp rAji ),( (4.29)

Funcția de influență Kij descrie deformația suprafeței discretizate ca rezultat

al existenței unei presiuni unitare pe elementul (k,l). Valorile Kij se obțin prin

integrarea ecuației Boussinesq-Flamant pentru o sarcină reprezentată de o presiune

unitară ce acționează pe elementul de arie yx .

2

1

2

122

22

,)()(

1111y

y

x

x jiII

II

I

Iij dd

yxEEK

(4.30)

unde:

,2/1 yyy l ,2/2 yyy l ,2/1 xxx k 2/2 xxx k . (4.31)

),(),(),(),(111

12212211

22

yxfyxfyxfyxfEE

KII

II

I

Iij

(4.32)

unde funcția f( x, y ) are forma:




2222 lnln),( yxxyyxyxyxf , (4.33)

Schema contactului elastic rolă-inel interior este arătată în fig. 4.7. Deformarea

rolei sub presiunea de contact se

face în domeniul elastic(Hertz), apoi

în domeniul elasto-plastic (Tresca,

Von Mises) după care deformarea

poate trece în domeniul plastic dacă

este depășită presiunea admisibilă

de curgere.

Ecuațiile (4.21) și (4.22)

echivalente cu ecuațiile (4.28) și

(4.29) arată că nu există contact

pentru g(x,y) >0, contactul și

presiunea de contact dezvoltându-se

în momentul în care g(x,y)=0.

Ținând cont de faptul că se

recomandă folosirea aceluiași

material ecuațiile (4.19) și (4.20) pot

fi scrise în forma următoare :

dd

yx

p

Eyxu

22`)()(

),(2),( (4.34)

(4.35)

4.3.4 Distribuția tensiunilor în cazul contactului rolă cavă- inel interior

Distribuția presiunii de contact se modifică

într-un mod categoric în cazul unor role găurite (fig

4.8)

Apropierea relativă h0 dintre cele două

suprafețe cilindrice se poate scrie ținând cont de

relațiile (4.2) și (4.11), astfel :

407.0

2ln407.0

22ln

221

`0b

R

b

rR

LE

Qh

(4.36)

Folosind ecuația (17) putem scrie :

),(),(),( yxuyxghyxh o (4.37)

Fig.4.7. Schema contactului elastic rolă-inel

interior[112]

dxdyyxpQ ,

Fig.4.8. Contactul rolă-inel

interior pentru role cave.




Analiza celor două ecuații (35) și (36) conduce la concluzia teoretică

următoare :

-creșterea cavitației, implicit a lui r, face ca h0 să scadă proporțional,

conducând la scăderea lui h(x,y) deci a scăderii tensiunilor de capăt.

Această teorie completează cercetările făcute cu ajutorul analizei de element

finit executată de Liu [93], Jadaiyl [1],[2], Wei-Balendra [148], folosind Abaqus.

Cercetările efectuate în cadrul tezei în domeniul contactului dintre rolă și inelul

interior au confirmat valabilitatea ecuațiilor (4.36) și (4.37) folosite pentru a calcula

distribuția de presiuni.

4.4 Modelări dinamice ale contactului rolă - inel interior. Soluția propusă

pentru reducerea maselor inerțiale

Modelarea rulmentului de mari dimensiuni a devenit o problemă obligatorie

tocmai datorită dimensiunilor sale. Reducerea maselor inerțiale la acești rulmenți

reprezintă un salt în întreaga industrie constructoare de rulmenți. Energia curată a

centralelor eoliene pare, alături de energia solară, soluția miraculoasă pe care o

așteaptă întreaga planetă de un secol. Dezvoltarea acestor energii este abia la început,

timpul și inventivitatea umană dându-ne siguranța unor imagini viitoare extrem de

favorabile. Cercetările care se vor face în acest domeniu vor fi intense, una din

problemele extreme fiind reducerea maselor inerțiale, reducerea forțelor inerțiale și

centrifugale, stabilitatea dinamică a sistemului eolian. Cercetările făcute în această

teză se bazează pe folosirea rolelor cave, pe demonstrarea că aceste role pot fi folosite

în sistemele energetice eoliene cu o durabilitate care să confere centralei o durată de

viață mărită față de cea actuală, îmbunătățind în același timp performanțele acesteia.

În acest scop, în data de 14.07.2008 a fost înaintată către OSIM cererea de

brevet pentru invenție Role cave pentru rulmenți care a primit numărul

A/00406/14.07.2008.

Invenţia se referă la modificarea constructivă a rolelor cilindrice, conice, sau

butoi care intră în componenţa rulmenţilor de mari dimensiuni. Principalele

echipamente la care sunt utilizaţi rulmenţi de dimensiuni mari sunt: excavatoare,

macarale, maşini-unelte, turbine eoliene sau din centrale termo- şi hidroelectrice,

motoare turbocompresoare, elicoptere, radare, turele ale echipamentelor militare, în

idustria extractivă şi a cimentului etc.

Consultând cataloagele de produse ale principalelor firme producătoare de

rulmenţi: KAYDON, FAG, INA, TIMKEN, SKF, BARDEN, IBC, NTN, RKB, SLF,

au fost identificaţi rulmenţi cu role cilindrice, conice sau butoi, cu diametrul exterior

de până la 7m şi mase de ordinul tonelor. Toţi aceşti rulmenţi au role masive – pline,

mase mari, momente de inerţie mari, ceea ce reprezintă dezavantaje.

Consultând literatura de specialitate au fost identificate unele brevete de

invenţie care se referă la rulmenţi cu role cave (hollow roller bearings) : US 5033877,

US 5071265, US 5967957, US 6682226. Aceste brevete de invenţie au revendicări

privind modul de montare al rulmenţilor, capacitatea de preîncărcare, antiderapare şi

au alte forme constructive şi alte revendicări faţă de cele ale prezentei invenţii.

Rolele pentru rulmenţi care fac obiectul acestei invenţii au o concepţie diferită

faţă de ce s-a realizat până în prezent. Rolele propuse sunt cave, iar în interiorul lor




este injectat un material spongios (spumă cu autoîntărire) de mică densitate, care este

impregnat cu lubrifiant şi care este fonoabsorbant.

Invenţia prezintă următoarele avantaje:

- se reduce masa rulmenţilor, respectiv consumul de metal;

- se reduce momentul de inerţie al rulmenţilor, iar astfel acţionările se realizează

cu un consum de energie mai redus;

- rolele se execută din material sub formă de ţeavă;

- la o proiectare raţională, ţinând seama de dimensiunile rulmenţilor, de

materialul utilizat şi de tratamentele termice aplicate, rolele cave pot suporta

aceleaşi presiuni de contact ca şi rolele masive;

- utilizarea rolelor cave nu implică în mod necesar modificări constructive ale

inelelor şi coliviei;

- în condiţiile unei ungeri necorespunzătoare, rolele se încălzesc datorită frecării

şi astfel se fluidizează lubrifiantul cu care este impregnată umplutura

spongioasă din cavitatea rolelor, lubrifiantul se scurge în exterior, ajunge la

colivie şi de aici se împrăştie pe căile de rulare;

- masa spongioasă impregnată cu lubrifiant are efect fonoabsorbant şi astfel sunt

atenuate vibraţiile, respectiv funcţionarea este mai silenţioasă.

4.4.2. Modelul elaborat pentru studiul rolelor cilindrice

Rezultatele calculării

tensiunilor Von Mises pentru o

rolă din oțel de cementare

15NiCr13 cu o lungime de

160mm, un diametru de 80 mm

și o rată a cavității de aprox.

60%, ceea ce corespunde unei

raze r=30mm, obținute cu

software-ul Abaqus, conduc la

concluzii foarte interesante.

Forțele aplicate pe rolă sunt

a)Q=250KN, b)Q=400KN și

c)Q=550KN. Forțele corespund

unor încercări dinamice normale

la care sunt supuse centralele

eoliene pe axul principal.

În fig.4.12 este prezentat

modelul matematic, elaborat

pentru calculul tensiunilor și

deformațiilor

În fig. 4.13 sunt prezentate

rezultatele modelării făcute cu

Fig. 4.12. Modelul elaborat pentru studiul

rolelor cilindrice




Abaqus în condițiile construirii modelului virtual în SolidWorks :

Tensiunile de capăt apar în toate cele trei cazuri. De aceea rolele s-au construit

după o curbă logaritmică (fig. 4.14)

O analiză făcută asupra rezultatelor arată foarte clar apariția tensiunilor de

capăt la rolele cilndrice cu profil drept (fig. 4.9), dispariția acestora în cazul rolelor

cilindrice cu profil logaritmic (fig. 4.10) și menținerea acestora la un anumit nivel în

cazul rolelor cave. Rezultatele sunt interesante și din alt punct de vedere și anume

faptul că valoarea lor este aproximativ egală pentru cele trei tipuri constructive.

Modelul de rolă folosit în figura 4.15 are distribuția tensiunilor Von Mises

îmbunătățită față de rolele actuale și masele inerțiale mult reduse, iar rola cilindrică cu

Fig. 4.14. Distribuția tensiunilor Von Mises pentru o rolă cilindrică cu profil

modificat logaritmic a)Q=250KN, b)Q=400KN și c)Q=550KN

Fig. 4.13. Distribuția tensiunilor Von Mises pentru o rolă cilindrică plină cu profil

drept a)Q=250KN, b)Q=400KN și c)Q=550KN




profil logaritmic are condiții de prelucrare mult mai complexe. Rola cavă din fig. 4.15

poate fi executată cu cavități diferite. Cercetările actuale indică un optim de 60%

cavitate, după care tensiunile Von Mises depășesc tensiunile admisibile ale

materialului, acesta distrugându-se rapid. În acest caz greutatea unui rulment mare

poate scădea cu 25%.

Un alt model de rolă cercetat a fost rola cavă cu capace subțiri iar rezultatul

poate fi observat în figura 4.16.

Capacele sunt considerate punct de sprijin, în care elesticitatea rolei scade

apărând tensiunile de capăt.

Fig. 4.15. Distribuția tensiunilor Von Mises pentru o rolă cilindrică cavă cu profil

drept a)Q=250KN, b)Q=400KN și c)Q=550KN

Fig. 4.16. Distribuția tensiunilor Von Mises pentru o rolă cilindrică cavă cu profil

drept și capace subțiri a)Q=250KN, b)Q=400KN și c)Q=550KN




4.6 Concluzii

a) S-a realizat un studiu al contactului rolă-căi de rulare în funcție de geometria

rolei, precizându-se datele iniţiale ale problemei de contact elastic: tipul

suprafeţelor în contact; dimensiunile ariei estimate de contact; modul de calcul

al coeficienţilor de influenţă; varianta de model numeric; metoda de rezolvare a

sistemului; elementele geometrice ale suprafeţelor în contact, constantele

elastice ale materialelor componente şi sarcina normală aplicată.

b) S-a realizat discretizarea domeniului estimat de contact rolă-cale de rulare,

precizându-se geometria iniţială a suprafeţelor în contact, avându-se în vedere

geometria nominală a contactului prin determinarea ecuațiilor folosite la

contacte hertziene în domeniul elastoplastic (Tresca și Van Mises).

c) S-a efectuat un studiu teoretic asupra distribuțiilor tensiunilor pentru contactul

rolă cavă-inel interior completându-se teoriile moderne existente cu

demonstrarea scăderii tensiunilor de capăt prin optimizarea cavității rolelor.

d) S-a propus soluția novatoare de folosire a rolelor cave în scopul reducerii

maselor inerțiale și a sporirii eficienței în exploatare, făcându-se un studiu al

încercărilor precedente de utilizare a acestor role, făcându-se mențiunea că

soluția propusă face obiectul unei invenții a unui colectiv din care fac parte și

cesionate către Universitatea ”Transilvania” Brașov.

e) S-a elaborat un model de studiu al rolelor în condițiile contactului elastoplastic

în care s-a ținut seama de deformațiile apărute în urma tratamentului

termochimic și contactul rolă- cale de rulare.

f) S-a efectuat analiza tensiunilor prin metoda elementului finit folosindu-se

software specializat în acest domeniu: Solidworks pentru crearea modelului 2D

și 3D și Abaqus pentru calcularea tensiunilorde contact.

g) S-a realizat un studiu de analiză prin metoda elementului finit asupra a 4 tipuri

de rolă cărora li s-a aplicat 3 forțe radiale, identificându-se tensiunile de capăt

precum și dispariția acestora în cazul rolelor cu profil logaritmic. Rezultatele

obținute pentru rolele cave și rolele cave cu capace subțiri au permis concluzia

că acestea au un comportament în cadrul contactului elasto-plastic, similar cu

rolele cilindrice cu profil logaritmic.




CAPITOLUL 5

MATERIALE FOLOSITE ÎN CONSTRUCȚIA DE RULMENȚI DE

MARI DIMENSIUNI

5.1 Caracteristici de calitatate cerute oțelurilor pentru rulmenții de mari

dimensiuni

În tabelul 5.2 sunt prezentate câteva oțeluri de cementare și nitrocarburare

folosite în construcția de rulmenți mari:

Tabelul 5.2 Oțeluri folosite în construcția de rulmenți

USA Franța Germania Italia Japonia Rusia UK Uniunea

Europeană

România

ASTM

SAE

AISI

AFNOR DIN UNI JIS GOST

BS

EN EURONORM SR EN ISO

-

3310

E3310

10NC12 14NiCr14 14NiCr14 SNC815H

655M13

EN36A 15NiCr13 15NiCr13

-

3311

E3311

10NC12 15NiCr13 15NiCr13 SNC815H

655M13

EN36A 15NiCr13 15NiCr13

-

4320

4320H

20NCD7 20NiCrMo7 20NiCrMo7 SNCM420 20ChN2M

20NiCrMo7 20NiCrMo7

A322

8620

8620

22NCD2 21NiCrMo2 21NiCrMo2 SNCM220H

805M20

EN362 21NiCrMo2 21NiCrMo2

-

4317

4317

17CrNiMo6 17CrNiMo6

820M17

EN354 17CrNiMo6 17CrNiMo6

SAE 8620 este un oțel de cementare folosit în rulmenții ai căror componente

sunt puțin tensionate. Este un aliaj de Ni-Cr-Mo cu o duritate medie ajungând la 30

HRC. Poate fi folosit și necarburat, deoarece SAE 8620 supus unui tratament optim de

călire-revenire obține o rezistență la tracțiune foarte bună și o tenacitate rezonabilă.

Călirea prin inducție sau călirea cu flacără nu este recomandată datorită conținutului

slab de carbon, de aceea se preferă o carburare sau carbonitrurare a stratului

superficial. Astfel tratat oțelul poate fi folosit în componente supuse uzurii și

tensiunilor exterioare. SAE 4317 și SAE 4320 sunt oțeluri de cementare folosite la

rulmenții supuși unor eforturi medii și mari. Sunt furnizate în stare recoaptă cu 22-24

HRC, carburizate, călite și revenite ajungând la 62 HRC în miez păstrând o foarte

bună tenacitate. Sunt oțeluri cu o mare rezistență la oboseală, și o bună rezistență la

tracțiune.




5.4 Deformarea plastică la cald și tratamentul termic preliminar

În tabelul 5.9 [98],[165] se prezintă temperaturile de forjare, normalizare și

recoacere, recomandate pentru aceste oțeluri.

Tabelul 5.9 Temperaturi recomandate pentru oțeluri de cementare

Oțel Temp.

forjare [C]

Normalizare

temp [C]

Răcire

Recoacere

[C] Răcire

13CrNi35 1100-900C 830C aer 630-610C cuptor

13CrNi30 1180-800C 850-880C aer 650-700C cuptor

16CrNiMo6 1150-1200C 850-880C aer 650-700C cuptor

SAE 3310 880-1050C 850-880C aer 650-700C cuptor

SAE 8620 1150C 900-925C aer 650-660C cuptor

SAE 4317 1150C 900-930C aer 650-680C cuptor

Oțelurile SAE 3310 și SAE 3311 au fost folosite în studiile asupra carburării

adânci, luând în considerare faptul că aceste oțeluri se folosesc cu precădere în

construcția de rulmenți mari. Caracteristicile mecanice, fizice și de material ale celor

două oțeluri sunt foarte asemănătoare.

În continuare (tab.5.10, tab. 5.11, tab. 5.12) [165] sunt date câteva din cele mai

importante date asupra oțelului SAE 3310 :

Tabelul 5.10 Temperaturi și tipuri de răcire recomandate pentru oțelul SAE 3310

Tratament termic

Forjare 880-1050C – Răcire în cuptor

Normalizare 850-880C –Răcire în aer

Recoacere 650-700C – Răcire controlată

Carburare 900-980C – Răcire în aer sau cuptor

Finisare miez 850-880C – Răcire în ulei

Călire 750-780C – Răcire în ulei

Revenire 180-210C – Răcire în aer




Tabelul 5.11 Proprietăți mecanice ale oțelului SAE 3310

Proprietăți

mecanice

Diametrul

Rezistența

la rupere

[Mpa]

Rezistența

la curgere

[Mpa]

Deformația

[%]

Coef. de

impact

[Izod]

Coef. de

impact

[Charpy]

11 980-1280 785 8 40 35

30 880-1180 765 9 45 40

63 780-1080 635 10 50 45

Tabelul 5.12 Proprietăți fizice ale oțelului SAE 3310

Proprietăți

fizice

Densitate [kg/dm3] 7,85

Modulul de elasticitate

[103N/mm

2]

210

Conductivitatea termică

[W/(mK)] 34

Rezistivitate electrică

[(Ohm mm2)/m] 0,20

Căldura specifică

[J/(kg K)] 460

Modulul de elasticitate

[103N/mm

2]

1000C 200

0C 300

0C 400

0C 500

0C

205 195 185 175 165

Dilatare

[106m/(mk)]

1000C 200

0C 300

0C 400

0C 500

0C

11,1 12,9 12,9 13,5 13,9

5.5 Concluzii

a) S-a elaborat un studiu asupra standardizării internaționale a oțelurilor pentru

rulmenți cu accent pe oțelurile de carburare și carbonitrurare, urmând ca în

timpul cercetării să fie utilizat standardul american SAE ținând cont de

utilizarea acestuia în intreprinderea INA Schaeffler cu care s-a colaborat în

experimentările făcute.

b) S-au enumerat elementele de aliere importante și rolul acestora precum și

influența incluziunilor nemetalice în durabilitatea rulmenților.

c) S-a studiat importanța călibilității stratului și a miezului în condițiile unei

carburări foarte adânci și s-au ales materialele folosite în experimentările de

laborator precum și în studiul deformațiilor și tensiunilor de contact și anume :

SAE 3310, SAE 3311 și SAE 4320, menționându-se că aceste materiale sunt în

circuitul curent de fabricație în toate întreprinderile mari de rulmenți.




CAPITOLUL 6

ANALIZA TENSIUNILOR APĂRUTE ÎN ROLELE RULMENȚILOR

DE MARI DIMENSIUNI FOLOSIND METODA ELEMENTULUI FINIT

Schema logică a calculării

forțelor de contact prin metoda iterației

cinematice poate fi urmărită în fig. 6.10

Se utilizează solizi rigizi, pereți

rigizi, constrângeri nodale. Prin

utilizarea metodei se evită erorile fatale

la simulare.

Realizând analiza statică

elastoplastică se observă atât efectul

neliniarității fizice cât și a celei

geometrice, respectiv influența

modificării geometriei structurii,

asupra mărimii deplasărilor și

eforturilor structurii. În acest caz,

controlul soluției constă în aplicarea

unui calcul incremental sau

incremental-iterativ și îndeplinirea

concomitentă a ambelor condiții ce

trebuie satisfăcute în situația de

echilibru, compatibilitatea deformatei

și echilibrul static al nodurilor, la

fiecare increment al încărcării

exterioare.

În MD Patran, după finalizarea

pre-procesării a fost creat fișierul de

input pentru solver. S-a realizat rularea

analizei în MD Nastran (fig. 6.19).

Fig.6.10. Schema logică folosită în calculul

forței de contact prin metoda iterației

cinematice

Fișierul cu mesh-ul 2D

generat în CATIA

Fișierul generat de MD

Patran ce este trimis către

solverul MD Nastran

Fișierul ce conține

întregul model în MD

Patran

Fișierul cu rezultate

generat de MD Nastran Fig. 6.19. Fișierele create în

simularea cu element finit




6.4 Rezultate obținute folosind analiza cu element finit

Rulmentul supus unei forțe radiale QR= 275KN își distribuie tensiunile de

contact conform fig. 6.23

A

Conform celor arătate în cap.4, propunerea făcută pentru reducerea maselor

inerțiale și sporirea eficienței în exploatare este folosirea rolelor cave.

Fig.6.24. Tensiunile Cauchy și Von Mises din rolele pline ale rulmentului[MPa]

Fig.6.26. Graficul tensiunilor Cauchy și Von Mises pentru rola cilindrică plină cu

profil nemodificat [MPa]




În cercetările efectuate s-au ales role cu D=120 mm și L=220 mm.

Pentru diametrul interior (diametrul găurii) s-au ales 4 cazuri conform

următorului tabel :

Tabelul 6.1 Dimensiunile rolelor analizate prin metoda elementului finit

Diametrul

găurii-Di[mm]

0 (rolă

plină) 60 80 90 100

Masa rolei

[Kg] 78,22 58,67 43,46 34,22 23,90

Pentru toate cele 4 variante s-au creat modele în Catia iar analiza s-a făcut cu

MD Nastran.

6.4.3 Rulment radial cu role cilindrice cave cu Di=80mm

Fig.6.36. Deformațiile rulmentului cu role cilindrice cave Di=80mm [mm]

Fig. 6.39. Graficul tensiunilor Cauchy și Von Mises pentru rola cilindrică

cavă cu Di=80mm [MPa]




Fig. 6.36 și 6.51 arată deformațiile și distribuția tensiunilor apărute în zona de

contact. Ca o primă apreciere, se poate observa creșterea ușoară a deformațiilor.

Graficele din fig.6.39, fig. 6.46 și fig. 6.53 arată o scădere a tensiunilor de

capăt, o uniformizare a acestora, așa cum se întâmplă în cazul rolelor cilindrice cu

profil logaritmic.

Tensiunile sunt aproape liniare, fiind foarte puțin mai mari decât tensiunile

rolei precedente.

Fig. 6.46. Graficul tensiunilor Cauchy și Von Mises pentru rola cilindrică cavă

cu Di=90mm [MPa]

Fig.6.51. Tensiunile Cauchy și Von Mises din rolele rulmentului cu role

cilindrice cave Di=100mm [MPa]




6.5 Interpretarea rezultatelor - concluzii

Reducerea maselor inerțiale se face prin folosirea de role cave. Gradul de

cavitate al acestora mărește sau micșorează masele, forțele și momentele inerțiale și

centrifugale. Studiul de față se ocupă de problema rezistenței acestora în ansamblurile

rulment – centrală eoliană. Problemele noi cu care rulmentul cu role cave se confruntă

sunt deformațiile mai mari și tensiunile de contact.

Cercetarea efectuată arată foarte clar că rolele cu cavitate diferită, încercate în

simulări, nu numai că reduc masele inerțiale dar au un comportament la fel de bun în

deformații și mult mai bun în tensiunile de contact.

În figura 6.52 se

poate observa creșterea

deformațiilor în funcție de

cavitate. Se menționează

că această creștere este

mică la un rulment cu

diametrul exterior

D=1900mm.

În figura 6.55 se

poate observa că

deformațiile din rolă sunt

mult mai mici. Acest

lucru se datorează faptului

următor : condițiile-

constrângeri au lăsat

rulmentul liber în partea

Fig. 6.53. Graficul tensiunilor Cauchy și Von Mises pentru rola

cilindrică cavă Di=100mm [MPa]

Fig 6.54. Graficul deformațiilor în funcție de cavitate-

rezultate obținute prin analiză cu element finit




de sus, acest lucru mărind deformațiile inelului interior, totuși într-un mod

nesemnificativ.

Se poate trage concluzia că rulmenții cu role cave se deformează mai tare decât

cei cu role pline totuși aceste deformații fiind nesemnificative.

În ceea ce privește tensiunile, valoarea și forma acestora se poate observa în

graficul din figura 6.56.

Fig 6.55. Graficul deformațiilor în rulment în funcție de cavitate-

rezultate obținute prin analiză cu element finit

Fig 6.56. Graficul tensiunilor de contact în rolă în funcție de cavitate-

rezultate obținute prin analiză cu element finit-1) rolă plină D=120mm,

2)rolă cavă Di=60mm, 3) rolă cavă Di=80mm, 4) rolă cavă Di=90mm,

5) rolă cavă Di=100mm,




Curba 1 aparține rulmentului radial cu role cilindrice drepte și pline. Se poate

observa tensiunea de capăt care chiar dacă nu depășește limite admisibile, uzează

neuniform rulmentul, lucru care conduce la mișcări de alunecare. Așa cum s-a arătat

alunecarea produce frecări conducând la încălzirea rulmentului, la fluidizarea

lubrifiantului, la scurtarea duratei de viață conform schemei de mai jos :

Rezolvarea acestei probleme în prezent se face modificând profilul rolei,

procedeul fiind în final cu rezultate bune, dar scump.

Curba 2 este a unui rulment cu role cave având Di=60mm (vezi tab.6.1).

Răspunde cerinței de reducere a maselor inerțiale într-o măsură mică, fără un aport

esențial la sporirea eficienței ansamblelor de rulmenți mari. Atât deformațiile cât și

tensiunile sunt asemănătoare cu ale rolei pline.

Curba 3 (Di=80mm) are tensiunile de capăt complet diminuate. Rulmentul are

o uzură uniformă care determină creșterea durabilității așa cum s-a arătat în cap.4.

Curba 4 (Di=90mm) și curba 5 (Di=100mm) au valorile foarte aproape de curba

3 (Di=80mm), au profilul practic drept (fără tensiuni de capăt) și răspund perfect

cerințelor de reducere a maselor inerțiale.

Încercările cu rulmenți a căror cavitate depășește Di >100mm nu s-au făcut din

motive evidente. Așa cum s-a arătat, carburarea se face pe adâncimi mari iar peretele

rolei ar deveni prea subțire. De asemenea, din figura 6.52 se observă creșterea

logaritmică a deformațiilor cu creșterea cavității.

Ținând cont de tratamentul termic și deformațiile care au loc în timpul acestuia

se recomandă o cavitate al cărei diametru este Di=90mm .

Rezultatele confirmă cercetările făcute în cap.4 cu ajutorul software-ului

Solidworks și Abaqus, demonstrând clar că soluția folosirii rolelor cave este utilizabilă

cu beneficii mari în domeniul construcției de rulmenți și în domeniul centralelor

eoliene precum și în alte domenii în care utilizarea rulmenților mari constituie o

problemă datorită maselor inerțiale (cap.1)




CAPITOLUL 7

STUDIUL TRATAMENTULUI TERMOCHIMIC DE CARBURARE

ADÂNCĂ APLICAT RULMENȚILOR DE MARI DIMENSIUNI

7.1.1 Procesul tehnologic

Carburarea are drept scop modificarea concentrației de carbon în stratul

superficial al produselor executate din oțel. Fenomenele fizico-chimice ce apar în

procesul de carburare pot fi descrise utilizând legile generale ale termodinamicii și

cineticii chimice.

Procesul de carburare în general este descris de următoarele etape:

- reacții între componentele mediului de carburare ;

- transportul și transferul de carbon la interfața mediu de carburare – suprafață

metalică ;

- difuzia carbonului în matricea metalică.

În fig. 7.1 se poate observa că în timpul încălzirii piesele ajung de la

temperatura ambiantă la 9800C-temperatura de carburare, urmând carburarea

combinată cu difuzia la potențiale de carbon diferite, răcire, menținere apoi din nou

răcire la temperatura ambiantă.

Timpul la faza de încălzire este diferit, între 3 și 4 ore în funcție de volumul

piesei carburate iar faza de difuzie durează 30-35% din faza de carburare. Răcirea se

face în cuptor. [13]

Formarea unei cantități de austenită reziduală este aproape inevitabilă în

microstructurile straturilor oțelurilor carburate ce conțin un nivel ridicat de carbon.

Totuși, austenita reziduală excesivă, în cantități de peste 50%, provoacă o scădere

importantă a nivelului de duritate și o reducere a rezistenței la oboseală.

Principala cauză a excesului de austenită reziduală îl constituie existența unui

conținut prea mare de carbon la suprafața stratului. Această condiție coboară

Fig.7.1. Diagrama procesului de carburare adâncă




temperaturile Ms și astfel deplasează domeniul de echilibru al transformării

martensitice. Zonele cele mai comune, de concentrare a carbonului la suprafață sunt

muchiile și zonele de colț ale pieselor deoarece sunt zone în care austenita se saturează

în carbon în primul stadiu al ciclului de carburare. Astfel, deși carbonul are acces

dinspre ambele suprafețe ale zonei de colț, el nu are posibilitatea de acces în interiorul

probei în timpul ciclului de difuzie. Drept rezultat, deși conținutul de carbon scade la

nivelul dorit pe suprafața plană, sau gradual pe suprafețele curbe ale piesei, conținutul

de carbon existent la colțuri rămâne mult mai mare decât cel dorit și implicit un

conținut ridicat de austenită reziduală, ceea ce provoacă un nivel de duritate mai

scăzut, comparativ cu cel existent pe suprafețele plane.

O altă consecință a unui conținut ridicat de carbon este dezvăluită de formarea

carburilor masive. Aceste carburi se formează la limita grăunților de austenită și pot

avea diverse morfologii în interdependența cu gradul de aliere al oțelului supus

carburării. Potențialul de carbon, atât la faza de carburare cât și la faza de difuzie este

strict controlat de senzori, în momentul scăderii acestuia fiind completată atmosfera

din nou cu propan. Amestecul de gaze ce asigură potențialul de carbon pe întreaga

durată a tratamentului se face după schema din fig. 7.2.

Această procedură este procedura standard de asigurare a unei atmosfere

controlate cu potențial de carbon diferit obținut prin introducerea propanului. Inițial

cuptorul este pregătit prin purjare cu gaze neactive din azot și metanol. Metanolul se

află în stare lichidă până la 650C după care se vaporizează. La 750

0C se comportă

după următoarea reacție:

Fig.7.2. Asigurarea atmosferei de tratare termochimică a

elementelor de rulmenți grei (INA Schaeffler)




CH3OH CO + 2 H2 (7.1)

Amestecul format constă în 2/3 H2 + 1/3 CO. În amestec apar în cantități foarte

mici dioxidul de carbon (CO2), vapori de apă (H2O) și metan (CH4). Prin introducerea

unui volum aproximativ egal de azot în cuptor se obține un gaz inert de forma:

20% CO, 40% H2, 40% N2.

Această compoziție corespunde cu compoziția unui endogaz. Îmbogățirea în

carbon se face cu ajutorul propanului ajungând ca atmosfera să aibă un potențial de

carbon CP=1,1-1,4

Răcirea pieselor se face în baie de sare urmată de o recoacere menită să înlăture

tensiunile interne.

Recoacerea subcritică de globulizare se aplică după carburare și difuzie

deoarece se păstrează încă o cantitate de austenită reziduală, pe durata recoacerii

aceasta suferind un proces de transformare în ferită și carburi globulare. [127]

Se face la temperatura de 600°C, timp de aprox. 8 ore, cu răcire lentă pentru a

se produce globulizarea carburilor existente. Deoarece în timpul tratamentului termic

de lungă durată de carburare și difuzie (aproximativ 100 ore), inevitabil se produc

deformații ale inelelor,se impune o corectare a abaterilor dimensionale prin redresare

mecanică. Abaterile admisibile înaintea prelucrărilor mecanice ale inelelor cu

diametrul de 4 m sunt de maxim 1,5 mm.

După redresare se efectuează operațiile de prelucrare mecanică.

În vederea călirii, austenitizarea se efectuează în cuptor cu atmosferă controlată

cu potențial de carbon Cp=0,8% C la temperatura de 8000C, semifabricatele fiind

imobilizate în dispozitive speciale care previn deformațiile majore. Timpul de

menținere în vederea austenitizării este dependent de grosimea produselor, urmărindu-

se dizolvarea parțială a carburilor globulizate existente în stratul carburat.

În general, timpul necesar austenitizării este condiționat de procentul de

carbon, de grosimea stratului tratat termic (2,5cm/h) și de temperatură, încălzirea la o

temperatură de 550C peste temperatura de austenitizare conducând la o optimizare a

tratamentului termic. Elementele carburate de rulmenți se austenitizează la temperaturi

de aprox. 8000C. [125]

Răcirea în vederea călirii se efectuează prin transferul repid de la cuptorul de

austenitizare și cufundarea produsului împreună cu dispozitivul, în baie de sare cu

temperatura de 1800-200

0 C.

Formarea martensitei durifică oțelul în funcție de procentul de carbon conform

diagramei din fig. 7.4. Se observă că duritatea maximă se obține la un procent de

carbon de 0,8%. Acest lucru se explică prin faptul că peste 0,8% existența austenitei

reziduale micșorează duritatea oțelului. De asemenea în fig.7.5 se poate observa

efectul vitezei de răcire asupra microstructurii.

În baia de sare produsele sunt menținute timp de 6 ore cu scopul transformării

martensitei de călire în martensită de revenire și cu reducerea conținutului de austenită

reziduală. Durata relativ mare de revenire are scopul de relaxare și redistribuire a

tensiunilor remanente. În cazul rolelor pline răcirea supracritică se realizează în ulei

cu temperatura de 1800-200

0 C. [124], [126], [96].

Urmează prelucrările finale care asigură încadrarea produsului în cotele

prescrise la proiectare.




7.2 Cercetări în domeniul carburării adânci

Cercetările efectuate au fost făcute în scopul evidențierii faptului că tratamentul

termochimic de carburare efectuat elementelor de rulmenți în general și rolelor

cilindrice cave în special, la rulmenții de dimensiuni mari, se poate efectua pe

adâncimi foarte mari (7-8mm) cu rezultate excelente în domeniul creșterii duratei de

viață a rulmenților. Astfel s-au făcut încercări pe trei tipuri de material folosite în

construcția rulmenților mari și anume SAE 3310, SAE 3311 și SAE 4320. Încercările

au constat în :

- carburarea probelor și măsurarea durității acestora din 0,5 în 0,5 mm față de

suprafața carburată cu ajutorul unui aparat electronic Zwick în laboratorul

Întreprinderii Bodycote Brașov;

- măsurarea adâncimii de carburare obținută;

- cercetare macoscopică și microscopică în laboratoarele Universității

”Transilvania” din Brașov;

- trasarea diagramelor cu rezultate;

- studiul tensiunilor apărute în procesul de răcire, considerând materialul

având un procent dat de carbon deci conductivitate dată fixă. Acest ultim

punct deschide doar calea unei cercetări complexe pentru elaborarea unui

algoritm de calcul al tensiunilor remanente luând în considerare variația

conținutului de carbon de la suprafață către miezul piesei.

Carburarea s-a făcut la Bodycote Brașov și INA Schaeffler Brașov. În fig.7.7 se

poate observa instalația de carburare de la Bodycote Brașov

Fig.7.7. Instalație de carburare




7.2.1 Determinarea experimentală a curbelor de duritate în stratul carburat

Proba 1

Material: SAE 3310

Atac:Nital 2%

Timp de carburare : 25 h

Viteza medie de carburare: 0,136mm/h

Tabelul 7.2 Duritatea în stratul carburat

Proba martor s-a carburat timp de 25 ore într-o atmosferă cu potențial de

carbon Cp=1,4. Potențialul de carbon a fost măsurat la fiecare interval de 6 ore și adus

la valoarea prescrisă prin completare cu propan. Proba martor este cilindrică și are

dimensiunile D=40 mm și L=30mm. Răcirea s-a făcut în apă. Pentru comparație s-a

ales duritatea de 550 HV măsurată pe un aparat Zvick, măsurătorile efectuându-se la o

distanță cu pas de 0,5mm.

Adâncimea

măsurării

[mm]

Duritate

[HV]

Duritate

[HRC]

Diagonala

[μm]

0,5 232 20 282,6

1,0 420 43 210,0

1,5 662 58 167,4

2,0 748 62 157,4

2,5 742 61 158,0

3,0 627 57 172,0

3,5 530 51 187,1

4.0 473 47 198,0

Fig.7.9. Proba 1 Probă martor cu grosime strat carburat 4

mm

Fig.7.10. Graficul durității în stratul

carburat pentru probă martor (timp de

carburare 25h)




Proba 2

Material: SAE 3310

Atac:Nital 2%




Adâncimea

măsurării

[mm]

Duritate

[HV]

Duritate

[HRC]

Diagonala

[μm]

0,5 272 26 261,1

1,0 450 45 203,0

1,5 618 56 173,2

2,0 694 60 163,5

2,5 744 62 157,8

3,0 760 63 156,2

3,5 706 60 162,0

4.0 623 57 172,6

4,5 545 52 184,4

5,0 496 49 193,5

Fig.7.11. Proba 2 Probă martor cu grosime strat carburat 5 mm



carburare 35h)




Proba 3

Material: SAE 3310

Atac:Nital 2%




Adâncimea

măsurării

[mm]

Duritate

[HV]

Duritate

[HRC]

Diagonala

[μm]

0,5 245 21 275,1

1,0 273 26 260,7

1,5 358 37 227,6

2,0 494 49 193,7

2,5 608 56 174,6

3,0 690 60 163,9

3,5 729 61 159,5

4.0 767 63 155,5

4,5 750 62 157,2

5,0 699 60 162,9

5,5 627 57 172

6,0 567 53 180,8

6,5 517 50 189,4

7,0 450 45 203,0


Fig.7.14. Graficul durității în stratul carburat

pentru martor (timp de carburare 50h)




Proba 4

Material: SAE 3310

Atac:Nital 2%




Adâncimea

măsurării

[mm]

Duritate

[HV]

Duritate

[HRC]

Diagonala

[μm]

0,5 395 40 216,6

1,0 308 31 245,3

1,5 367 38 224,9

2,0 472 47 198,2

2,5 560 53 181,9

3,0 657 58 168,0

3,5 716 61 161,0

4.0 744 62 157,8

4,5 765 63 155,7

5,0 756 63 156,6

5,5 714 61 161,2

6,0 647 58 169,3

6,5 591 55 177,1

7,0 547 52 184,2

7,5 505 49 191,6

8,0 475 47 197,5

Fig.7.15 Proba 4 Probă martor cu grosime strat carburat 8 mm



carburare 58h)




Proba 5

Material: SAE 3310

Atac:Nital 2%




Adâncimea

măsurării

[mm]

Duritate

[HV]

Duritate

[HRC]

Diagonala

[μm]

0,5 385 39 219,4

1,0 410 42 212,8

1,5 446 45 203,9

2,0 516 50 189,6

2,5 593 55 176,9

3,0 665 59 167,0

3,5 706 60 162,0

4.0 740 62 158,3

4,5 769 63 155,3

5,0 760 63 156,2

5,5 719 61 160,6

6,0 665 59 167,0

6,5 605 56 175,0

7,0 560 53 181,9

7,5 523 51 188,3

8,0 489 48 194,8


Fig.7.18. Graficul durității în stratul carburat

pentru probă martor (timp de carburare 60h)




Proba 6

Material: SAE 3310

Atac:Nital 2%

Timp de difuzie : 20 h

Tabelul 7.7 Duritate în stratul carburat după difuzie

Adâncimea

măsurării

[mm]

Duritate

[HV]

Duritate

[HRC]

Diagonala

[μm]

0,5 701 60 162,6

1,0 710 61 161,6

1,5 719 61 160,6

2,0 721 61 160,4

2,5 716 61 161,0

3,0 708 61 161,8

3,5 701 60 162.6

4.0 686 60 164,5

4,5 673 59 166,0

5,0 652 58 168,7

5,5 630 57 171,6

6,0 602 55 175,5

6,5 575 54 179,5

7,0 544 52 184,6

7,5 512 50 190,3

8,0 486 48 195,3

Fig.7.19 Proba 6 Probă martor după carburare (60h) și

difuzie (20h)



carburare 60h +timp difuzie20h)




Graficul comparativ al durității obținute în funcție de timpul de carburare și

adâncimea la care se face măsurarea este prezentat în fig 7.21.

Probele carburate au pe o

distanță de 1-2 mm o cantitate

foarte mare de austenită reziduală,

fapt ce micșorează duritatea

stratului exterior pe această

adâncime. Acest lucru se observă

și în fig. 7.9, 7.11, 7.13, 7.15,

7.17.

De asemenea se poate

observa că viteza medie de

carburare scade odată cu timpul

de menținere (fig.7.22).

Fig.7.21. Graficul comparativ al durității în funcție de adâncimea carburării și

timpul de menținere

Fig.7.22. Graficul vitezei medii de carburare în

funcție de timpul de menținere




7.2.2 Cercetarea microscopică a structurii stratului carburat

Cercetarea microscopică s-a făcut în laboratoarele Universității ”Transilvania”

Brașov observându-se structura materialului SAE 3310 după carburare. Timpul de

menținere al probei a fost de 60 ore, iar răcirea a fost efectuată în apă.

Fig.7.23. Structură miez proba 5

-carburare 60 ore

-sorbită fină, duritate 34 HRC

-atac:nital2%, mărire 100X

Fig.7.24. Structură strat carburat proba

5(la adâncimea 3mm)

-carburare 60 ore

-martensită de călire+austenită reziduală

20% +carburi fine în strat carburat,

duritate 59 HRC



5(la adâncimea 3mm)

-carburare 60 ore

-martensită de călire+austenită reziduală

20% +carburi fine în strat carburat,

duritate 59 HRC





Cercetarea microscopică confirmă rezultatele obținute, putând concluziona că

stratul de la suprafață de 1-2 mm cu foarte multă austenită reziduală, scade duritatea.

La obținerea fotografiilor s-a folosit tehnica High Dynamic Range [28]

7.2.7 Simularea prin metoda analizei de element finit a tensiunilor

remanente în stratul carburat

Simularea făcută în Abaqus la o rolă plină și o rolă cavă confirmă cercetările

teoretice. Rola a fost proiectată în întregime în programul Abaqus având dimensiunile

rolelor cercetate anterior. Discretizarea modelului geometric se observă în fig. 7.31

Atât la rola plină cât și la rola cavă tensiunile de compresiune apar la suprafață,

în interior apărând tensiuni de tracțiune. Se poate remarca că tensiunile din interiorul

rolei cave sunt mult mai mici decât la rola plină, la suprafață fiind aproximativ egale.

Simularea [109] s-a făcut pentru ambele role la o răcire de la 9800C la 20

0C

într-un timp de 600 sec. Coeficientul de conductibilitate termică a fost ales 43 pentru

Fig. 7.31. Discretizarea modelului

geometric al rolei cave

Fig. 7.32. Tensiunile remanente la răcirea

unei role cave de la 9800C la 20

0C.[Mpa]

Fig.7.26. Structură strat carburat

proba 5(la adâncimea 1mm)

-carburare 60 ore

- austenită reziduală 70% +carburi

fine în strat carburat+urme de

martensită, duritate 40 HRC



5(la limita zonei cu conținut maxim de

austenită reziduală)

-carburare 60 ore

- stânga: austenită reziduală+carburi fine

-dreapta:martensită de călire





oțel cu aprox.1,1% carbon. Efectuarea simulării a fost executată pentru a confirma

menținerea tensiunilor în aproximativ aceleași valori atât la rola cavă cât și la cea

plină. Rola cavă are Di=90mm, D=120mm, L=160mm. Rezultatele ce sunt afișate de

Abaqus sunt în MPa. Așa cum am menționat, rezultatele nu țin seama de variația

coeficientului de carbon în adâncimea stratului, nici de cantitatea de austenită

reziduală care prin variația volumică poate provoca tensiuni suplimentare sau

detensionări, după locul în care se află. Aceste variabile pot constitui direcții viitoare

de cercetare teoretică care în cazul rulmenților mari se pot dovedi folositoare datorită

faptului că simulările prin analiză de element finit răspund perfect situațiilor reale cu

condiția aplicării corecte a constrângerilor.

7.3 Concluzii

a) S-a făcut un studiu asupra carburării la adâncimi mari cu aplicabilitate pe

elementele de rulmenți, în special pe role cave folosite în reducerea maselor

inerțiale.

b) În urma experienţelor şi comparaţiilor se pot trage concluzii, atât teoretice

cât şi practice care să conducă la carburarea rolelor cave pe adâncimi mari.

c) S-au obținut valori concrete ale durității în funcție de timpul de carburare și

adâncimea stratului carburat, trasându-se diagrame ce pot fi folosite în

alegerea parametrilor carburării la role pline și role cave

d) S-a procedat la analiză prin metoda elementului finit pentru a simula

apariția și valoarea tensiunilor remanente la răcirea elementelor de rulare.

e) Se observă corelația dintre viteza medie de carburare și timpul de

menținere, remarcând scăderea acesteia odată cu creșterea timpului de

carburare.

f) Din studiul comparativ microscopic al carburării și difuziei, se poate

observa scăderea conținutului de austenită reziduală situată la suprafața

piesei după difuzie, lucru care conduce la creșterea durității în zona

respectivă.

g) Cercetările făcute permit încercări practice cu rulmenți mari care pot fi

făcute numai după rezultate clare deoarece un astfel de rulment are prețul de

cost ridicat.

Fig. 7.33. Tensiunile remanente la răcirea unei role

pline de la 9800C la 20

0C. [Mpa]




CAPITOLUL 8

CONCLUZII GENERALE, CONTRIBUȚII PERSONALE ȘI DIRECȚII

VIITOARE DE CERCETARE

8.1 Concluzii generale

- Tema tezei de doctorat abordează un subiect de puternic interes actual și anume

reducerea maselor inerțiale la rulmenții de mari dimensiuni cu efecte

importante în reducerea consumului de material, creșterea randamentului

energetic (în domeniul centralelor eoliene), mărirea durabilității și duratei de

viață a sistemelor de rulmenți mari, micșorarea zgomotului în funcționare,

rezistență la vibrații, o scădere importantă a pierderilor prin frecare și scăderea

temperaturii de lucru. În acest scop au fost aduse contribuții importante și

extrem de practice prin propunerea de folosire a rolelor cave la rulmenți, în

locul rolelor pline. Acest lucru s-a materializat prin cererea de brevet numărul

A/00406/14.07.2008, titular fiind Universitatea ”Transilvania” Brașov, iar eu,

coautor.

- Cercetarea s-a efectuat prin studiul celor mai noi teorii, iar rezultatele cercetării

s-au materializat în special prin contribuții în studiul stării de tensiuni în zonele

de contact și în studiul tratamentului termochimic de carburare adâncă.

- Obținerea și confirmarea rezultatelor s-a făcut prin utlizarea metodei de analiză

cu element finit sau prin cercetări de laborator care au permis concluzia

generală referitoare la justețea soluției de folosire a rolelor cave în locul celor

pline cu creșterea generală a durabilității.

- Modelele matematice și transformarea lor în algoritmi rezolvabili au permis

folosirea de software avansat și specializat în analiza de element finit care să

permită optimizarea parametrilor de exploatare și a geometriei interne a

rulmenților de mari dimensiuni precum și optimizarea tratamentului

termochimic de carburare adâncă.

8.2 Contribuții personale

- A fost realizată o sinteză privind studiile teoretice referitoare la rulmenții de

mari dimensiuni în lipsa unei documentații coerente asupra acestora.

- S-a structurat tipologia constructivă a rulmenților de dimensiuni mari, prin

realizarea unei analize atente a particularităților acestora.

- S-a realizat un studiu asupra geometriei rulmenților de mari dimensiuni,

punându-se accent pe elementele de rulare, contactul rolă-cale de rulare și




forma constructivă a rolelor, analizând în special domeniile în care apar

deosebiri față de rulmenții obișnuiți.

- Au fost identificate direcțiile de interes pe plan mondial în fabricația

rulmenților mari, punându-se accent pe reducerea maselor inerțiale. Se

precizează că producția de rulmenți mari a crescut spectaculos în ultimul

deceniu ca urmare a extinderii parcurilor de centrale eoliene în componența

cărora intră astfel de rulmenți.

- A fost dezvoltată o soluție originală prin care se reduc masele, forțele și

momentele inerțiale ale rulmenților mari prin utilizarea unor role cave.

Conceptul novator a fost materializat printr-o propunere de brevet de invenție

cu numărul A/00406/14.07.2008, titular fiind Universitatea ”Transilvania”

Brașov, iar eu, coautor.

- Noua geometrie de rolă permite reducerea maselor inerțiale cu aproximativ

25% din masa rulmentului lucru ce conduce la micșorarea consumului de

material și la o creștere importantă a randamentului energetic.

- O altă contribuție o constituie cercetarea comparativă asupra cinematicii și

dinamicii rulmenților mari față de rulmenții obișnuiți. Astfel, s-a dezvoltat un

model de analiză cinematică a rulmenților de dimensiuni mari radial-axiali cu

role. Acest model consideră alunecările ca fiind efecte ale modificării

unghiurilor de contact și ale sarcinilor de contact care suferă modificări ca

urmare a acțiunii forțelor centrifuge de valori foarte mari.

- În cazul rulmenților montați la baza palelor centralelor eoliene de mare putere

apar solicitări dinamice deosebit de mari. A fost luată în studiu dinamica

forțelor care acționează dublu excentric asupra acestor rulmenți cu scopul

evaluării corecte a presiunilor de contact.

- A fost definitivat un model matematic cu scopul simulării prin metoda

elementului finit a contactului rolă-inele.

- Modelul matematic a fost transpus într-un algoritm, cu ajutorul căruia este

posibilă studierea distribuției tensiunilor Von Mises pentru diverse modele de

role cave studiate.

- Prin utilizarea metodei analizei de element finit aplicată pe pachetele de

software consacrat de tipul Solidworks-Abaqus și Catia –Nastran a fost studiată

distribuția tensiunilor și deformațiilor din rolă și rulmenți. Se dovedește că

utilizarea rolelor cave este extrem de avantajoasă deoarece se reduc apreciabil

presiunile de contact la capetele rolelor. Alți cercetători [57],64],[126], au

încercat să rezolve această problemă prin profilarea generatoarei rolei

conferindu-i acesteia un profil logaritmic. Metoda propusă în teză prin




utilizarea rolelor cave conduce la simplificarea procesului de prelucrare a

suprafeței rolelor și în același timp la creșterea durabilității.

- A fost elaborat un studiu asupra tipurilor de oțeluri pentru rulmenți cu accent

pe oțelurile de carburare, enumerându-se elementele de aliere importante și

rolul acestora precum și influența incluziunilor nemetalice asupra durabilității

rulmenților.

- S-a studiat călibilitatea stratului și a miezului în condițiile unei carburări foarte

adânci, luându-se în considerare dimensiunile mari ale componentelor

carburate, cu consecințe asupra modificării condițiilor de răcire care

influențează puternic distribuția tensiunilor remanente și microstructura.

- În domeniul tratamentului termic de carburare s-a realizat o cercetare teoretică

și experimentală a influenței duratei de menținere asupra durității și adâncimii

de carburare precum și diagrama vitezei medii de carburare în funcție de timpul

de menținere în cuptor.

- Cercetarea microscopică a evidențiat prezența structurilor cu austenită

reziduală la suprafața imediată a produsului carburat, a martensitei de călire și

carburilor în stratul carburat și a structurii sorbitice în miez, structuri ce

confirmă măsurătorile de duritate efectuate.

- Datorită dimensiunilor componentelor rulmenților mari (inele 1-4 m, role 120-

200mm), deformațiile după tratament fiind foarte mari (până la 3-4 mm) a fost

realizat un studiu asupra tensiunilor remanente. Problematica dezvoltării

tensiunilor și mecanismul de formare al acestora, a condus la rezultate

interesante. Valoarea tensiunilor și modificărilor dimensionale este dependentă

de concentrația de carbon din strat, de adâncimea stratului carburat, de

grosimea produsului, de viteza de răcire și de microstructură. A fost efectuat un

calcul preliminar prin metoda analizei de element finit cu software-ul Abaqus

urmând ca această problemă să fie studiată amplu într-o direcție viitoare de

cercetare.

- Având în vedere că în cazul carburării adânci se produce inevitabil o

hipercarburare pe adâcimi de 1-3mm, care are ca efect obținerea după călire a

unei concentrații inacceptabilă de austenită reziduală (60-70%), a fost necesară

găsirea unei soluții de reducere a cantităților de carbon în limite normale. Acest

lucru a fost realizat prin aplicarea după carburare a unui tratament de recoacere

de difuzie în atmosferă cu potențial de carbon diminuat. În condițiile menținerii

la temperatura de 9800C la care s-a efectuat și carburarea, timp de 20 ore cu un

potențial de carbon în atmosferă Cp=1,1 s-a realizat redistribuirea atomilor de

carbon din strat, obținându-se o concentrație de 0,7-0,8%C pe adâncimi de 7-

8mm.




8.3 Direcții de continuare a cercetărilor

- Realizarea și încercarea unui rulment de mari dimensiuni cu role cave în

colaborare cu Întreprinderea INA Schaeffler, în condiții reale de exploatare.

Proiectarea și dimensionarea acestuia este identică cu a unui rulment cu role

pline cu singura deosebire a existenței cavității de aproximativ 60% în rolele

acestuia.

- Studiul optimizării adâncimii stratului carburat și a grosimii peretelui rolelor

cave cu scopul elaborării unui soft corespunzător astfel încât în strat să rezulte

după călire, tensiuni de compresiune.

- Implementarea soluției de reducere a maselor inerțiale a rulmenților de mari

dimensiuni prin folosirea de role tubulare în producția de serie.

- Efectuarea de studii privind comportarea acestor rulmenți în condiții extreme

de vibrații, și forțe variabile.

- Studiul rolelor cave cu capace ușoare având în interior un material spongios

injectat (spumă cu autoîntărire) de mică densitate, impregnat cu lubrifiant şi

care are efect fonoabsorbant.

- Proiectarea unui model matematic cu scopul realizării unui algoritm rezolvabil

care să permită abordarea interdependenței dintre cantitatea de carbon din strat

și modificările dimensionale apărute atât la călire cât și la revenire când se

reduce apreciabil conținutul de austenită reziduală.




BIBLIOGRAFIE SELECTIVĂ

[1]. Abu- Jadayil, W.M., ”Relative fatigue life estimation of cylindrical hollow

rollers in general pure rolling contact”. Tribotest 2008, 14, pag. 27–42.

[2]. Abu-Jadayil, W.M., Jaber, N.M., ”Numerical prediction of optimum hollowness

and material of hollow rollers under combined loading”. Materials and Design

31, 2010, pag.1490–1496.

[6]. Anand, S.C., Lee, S.L., Rossow, E.C., ”Finite element analysis of elastic-

plastic plane stress problems based upon Tresca yield criterion”. Archive of

Applied Mechanics Volume 39, Number 2, pag. 73-86.

[7]. Armenàkas, A.E., ”Advanced Mechanics of Materials and Applied Elasticity”.

ISBN 9780849398995, August 19, 2005.

[8]. Avallone, A., Baumeister, T., ”Railway Engineering”. Standard Handbook for

Mechanical Engineers, ISBN 0-07-004997-1, pag. 11-28.

[9]. Avallone, E., Baumeister, T., ”Handbook for Mechanical Engineers”. New

York, McGraw-Hill, ISBN 0-07-004997-1, 1996, Cap.3., pag. 61-89.

[11]. Barabaș, S.A., Șerban, C., Fota, A., ”Reducing the inertial mass of large

bearings in wind turbine system using hollow rollers”. International

Conference On Manufacturing Systems, ICMAS Bucharest, 11-12 November,

2010.

[12]. Barabaș, S.A., Șerban, C., ”Computerized Simulation Of The Carburizing

Process For The Hollow Rollers Of Large Bearings”. The International

Conference AFASES 2010 - Scientific Research and Education in the Air

Force, 27-29 May, Brașov România.

[13]. Barabaș, S.A., Șerban, C., ”Deep carburizing process for 20NiCrMo7 and

15NiCr13 steels used in construction of large bearings elements”. Revista

Metalurgia International.

[14]. Barabaș, S.A., Șerban, C., ”Heat treatment for 20NiCrMo7 and 15NiCr13

steels used in construction of extralarge bearings”. Revista Recent Vol. 11

No. 2 (29), July 2010 ISSN 1582-0246.

[23]. Bunea, D., Șaban, R., Toma, V ”Studiul și Ingineria Materialelor”. Editura

Didactică și Pedagogică, 1995.

[28]. Ciurescu, D., Barabaș, S.A., Sângeorzan, L., ”Digital Radiography using High

Dynamic Range Technique”.-ACC"09, WSEAS, Applied Computing

Conference 2009, September 28-30, Greece.

[36]. Dodson, L., Busawon, K., Jovanovic, M., ”Estimation of the power coefficient

in a wind conversion system”. Proceedings of the 44th IEEE Conference on

Decision and Control, and the European Control Conference, 2005, Seville,

Spain, December 12-15, 2005, pag.1-6.

[37]. Drugă, L. ”Modelarea matematica a procesului de carburare in atmosfera

controlată ”. Rev. Prelucrari la cald nr. 4 - 2002.

[44]. Fota, A., Barabaş, S. A., ”The method of optimization for flexible

manufacturing systems scheduling”. WSEAS International Conference-

http://www.springerlink.com/content/?Author=S.+C.+Anand

http://www.springerlink.com/content/?Author=S.+L.+Lee

http://www.springerlink.com/content/?Author=E.+C.+Rossow

http://www.springerlink.com/content/0939-1533/

http://www.springerlink.com/content/0939-1533/

http://www.springerlink.com/content/0939-1533/39/2/




Proceedings of the 1st International Conference MEQAPS09, Transilvania

University of Brasov, September 24-26, 2009.

[45]. Fota, A., Barabaş, S. A., ”Used techniques for production planning in the

flexible systems”. Proceedings of the 7th International Conference on Challenes

in Higher Education and Research in the 21st Century, Published by Heron

Press, Sofia, Bulgaria, 2009.

[46]. Fota, A., Barabaş, S. A., ”Analytical synthesis model of the manufacturing task

for design of flexible systems for the round shafts processing”. The 20th

International DAAAM Symposium "Intelligent Manufacturing & Automation:

Theory, Practice & Education", 25-28th November 2009, Vienna, Austria.

[47]. Fota, A., Barabaş, S. A., ”The Method Of Designing Flexible Manufacturing

Systems”. The International Conference “. AFASES 2010 - Scientific Research

and Education in the Air Force, 27-29 May, Brasov, Romania.

[50]. Fujiwara, H., Kawase, T., ”Logarithmic Profile of Rollers in Roller Bearing

and Optimization of the Profile”. Transactions of the Japan Society of

Mechanical Engineers Journal, 2009.

[51]. Gafițanu, M., Năstase, D., Crețu, Sp., Coman, Gh, Racocea C., Olaru, D.,

”Rulmenți”. Ed. Tehnică București, 1985, vol. 2, pag.35-43.

[53]. Gafițanu,M., Năstase, D., Crețu, Sp, Olaru, D., ”Rulmenți”. Ed. Tehnică,

București, 1985, vol.1, pag.98-104.

[58]. Grădinaru, D., ”Numerical analysis of finite length line elastic contacts”.

VAREHD 12, Suceava, 2004.

[59]. Guoa, Y.B., Barkey, M.E., ”Modeling of rolling contact fatigue for hard

machined components with process-induced residual stress”. International

Journal of Fatigue 26, 2004, pag. 605–613.

[60]. Harris, T., ”An analytical method to predict skidding in thrust loaded, angular-

contact ball bearings”. ASME Trans. J. Lubrication Technol., 17–24, January

1971.

[63]. Harris, T.A., Kotzalas, M.N., ”Rolling bearing analysis-fifth edition”.

Advanced Concepts of Bearing Technology”. ISBN-13: 978-0-8493-7182-0

2007 by Taylor & Francis Group, LLC, pag.42-70.

[64]. Hearn, E.J., ”Mechanics of Materials” Vol. 1, 3rd Ed Butterworth Heinmann,

1997, pag. 47-105.

[66]. Hosseini, S.A.A., Khadem, S.E., ”Free vibrations analysis of a rotating shaft

with nonlinearities in curvature and inertia”. Mechanism and Machine Theory,

pag. 272–288, 2009.

[67]. Houpert, L., Leenders, P., ”A Theorethical and Experimental Investigation Into

Rolling Bearing Friction”. 4eme Congres Europeean de Tribologie -

EUROTRIB 1985, Eully-France, 9-12 Sept. 1985.

[70]. Johns, P.M., Gohar, R., ”Roller bearings under radial and eccentric loads”

Tribology International, 14, 1981, pag.131-136.

[77]. Kamamoto, S., ”Research on Crowning Profile to Obtain The Maximum Load

Carrying Capacity for Roller Bearings”. KOYO Engineering Journal, 159,

2001, pag.44-51.




[89]. Laniado-Jacome , E., Meneses-Alonso, J., Diaz-Lopez, V., ”A study of sliding

between rollers and races in a roller bearing with a numerical model for

mechanical event simulations”. Tribology International, Volume 43, Issue 11,

November 2009, pag. 2175-2182.

[93]. Liu, C.R., Choi, Y., ”Rolling contact fatigue life model incorporating residual

stress scatter”. International Journal of Mechanical Sciences 50, 2008, pag.

1572–1577.

[94]. Luca, M.A., Barabaș, S.A., ”Researches relating to influence of heat

treatments in internal friction of C45 – 1.0503 steel”. Revista Metalurgia

International.

[95]. Luca, V., Șerban, C., ”Materiale metalice”. Editura EASTLINE, ISBN 973 -

97207- 2-7, Braşov, 1995.

[96]. Luca,M., Şerban,C., Luca,V., ”The possibility of time reducing by the thermal

treatment of structural recovering”. Revista Tratamente termice şi ingineria

suprafeţelor, vol. VII,nr.3-4, ISSN 1221-5678, 2006, pag. 16-23.

[106]. Paleu, V., Crețu, Sp., ”Analytical Model For Geometry Optimisation Of

Angular Contact Hybrid Ball Bearings”. 2nd World Tribology Congress,

WTC2001, Vienna, 2001.

[119]. Reusner, H., ”The logarithmic roller profile -the key to superior performance

of cylindrical and taper roller bearings”. Ball Bearing Journal, 230, 1987,

pag.2-10.

[124]. Șerban, C., Luca, V., ”Tratamente termice”. Editura EASTLINE, ISBN 973 -

97207-2-8, Braşov, 1995.

[125]. Șerban, C., Luca, V., ”Tratamente termice”. Editura EASTLINE, ISBN 973 -

97207-2-8, Braşov, 1995.

[126]. Şerban, C., Lupulescu, N., ”Studies and researches regarding the elaboration

of new thermochemical treatment”. The First Israel International Conference on

Magnezium Science & Technology organized by Ben-Gurion University-Dead

Sea Magnezium, Dead Sea, Israel, November, 10-12, 1997, pag. 96.

[132]. Song, Y.D., Dhinakaran, B., Bao, X. Y., ”Journal of Wind Engineering”.

Industrial Aerodynamics 85- 2000, pag.293-308.

[148]. Wei, Y., Balendra, R., ”FE analysis of a novel roller form: a deep end-cavity

roller for roller-type bearings”. Journal of Materials Processing Technology

145, 2004, pag. 233–241.

[149]. Zaretsky, E.V., ”Comparison of Life Theories for Rolling-Element Bearings”.

Annual Meeting sponsored by the Society of Tribologists and Lubrication

Engineers, Chicago, Illinois, May 14-19, 1995.

[157]. ***Cerere brevet pentru invenția Role cave pentru rulmenți Nr.

A/00406/14.07.2008.

[162]. ***Global Rail Application, Timken Company 2009.

[165]. ***Http://www.interlloy.com.au/data_sheets/case_hardening_steels/en36a.htm

[173]. ***Rolling Bearings- Dynamic Load Ratings and Rating Life, International

Organization for Standardization, ISO Standard, 28.1.2007.

[174]. ***Schaeffler, program de refinanţare în valoare de 12 mld. Eu., Standard.ro,

19.august 2009.

http://www.interlloy.com.au/data_sheets/case_hardening_steels/en36a.html

67

Pagina / - Curriculum vitae al Nume Prenume

Pentru mai multe informaţii despre Europass accesaţi pagina: http://europass.cedefop.europa.eu © Comunităţile Europene, 2003 20060628

Curriculum vitae Europass

Informaţii personale

Nume / Prenume BARABAȘ SORIN ADRIAN

Adresa(e) 13, Mureșenilor, 500026, Brașov, România

Telefon(-oane) 0268477891 Mobil: 0765504182)

E-mail(uri) [email protected]

Nationalitate(-tati) română

Data naşterii 12.06.1957

Sex masculin

Domeniul ocupaţional Doctorand, Universitatea „Transilvania” din Brașov

Experienţa profesională .

Perioada -1 octombrie 2007 – prezent, doctorand la Universitatea ”Transilvania” din Brașov, Facultatea Știința și Ingineria Materialelor. -1 septembrie 1998 – 1 octombrie 2007, profesor Informatică și discipline tehnice la Liceul ”Hidromecanica” Brașov și Liceul ”Auto” Brașov. -1 noiembrie 1989 – 1 septembrie 1998, inginer la S.C.Roman S.A. Brașov. -1 iunie 1986 – 1 noiembrie 1989, inginer la UJECOOP Brașov. -1 septembrie 1983 – 1 iunie 1986, inginer la S.C. Roman S.A. Brașov. -1 octombrie 1982 – 1 septembrie 1983, inginer la IMASA Sfântu Gheorghe

Funcţia sau postul ocupat Profesor, șef atelier, șef secție adjunct, tehnolog, proiectant

Principalele activităţi şi responsabilităţi - activitate didactică și de cercetare ca doctorand și ca profesor; - activități manageriale ca șef atelier și șef secție adjunct la S.C. Roman; - activități de organizare a producției ca responsabil export la UJECOOP; - activități de proiectare ca tehnolog și proiectant - activitate de predare curs de prelucrare digitală a imaginii la Camera de Comerț și Industrie

Brașov

Numele şi adresa angajatorului Universitatea ”Transilvania” din Brașov

Tipul activităţii sau sectorul de activitate Doctorand

Educaţie şi formare

Perioada -1 octombrie 2007- prezent, pregătire doctorală în cadrul Facultății Știința și Ingineria Materialelor, Universitatea ”Transilvania” Brașov

-1 iulie 2009 – absolvirea Cursului postuniversitar de 2 ani finalizat cu diplomă de licență în Informatică la Facultatea de Matematică, Universitatea ”Transilvania” din Brașov -25 august 2008 – obținerea gradului didactic Definitiv în Învățământ la disciplina Tehnologia Construcțiilor de Mașini -2007-2008 Curs de perfecționare psihopedagogică de 2 semestre în cadrul Departamentului DPPD al Universității” Transilvania” din Brașov finalizat cu 60 credite. -1977-1982 – Facultatea Tehnologia Construcțiilor de Mașini, Universitatea ”Transilvania” Brașov -1972-1976 – Liceul Andrei Șaguna Brașov

68

Pagina / - Curriculum vitae al Nume Prenume

Pentru mai multe informaţii despre Europass accesaţi pagina: http://europass.cedefop.europa.eu © Comunităţile Europene, 2003 20060628

Calificarea / diploma obţinută -Diplomă de inginer -Diplomă de informatician -Certificat de acordare a gradului didactic Definitiv în Învățământ -Certicat de absolvire a cursului postuniversitar de psihopedagogie

Disciplines principale studiate / competenţe dobândite

-Știința și Ingineria Materialelor -Tehnologia Construcțiilor de Mașini -Informatică și Matematici Speciale -Pedagogia și Psihologia Adolescentului

Numele şi tipul instituţiei de învăţământ / furnizorului de formare

-Facultatea de Știința și Ingineria Materialelor,Facultatea Tehnologia Construcțiilor de Mașini, Facultatea de Matematică, Facultatea de Psihologie și Pedagogie- Universitaea ”Transilvania” din Brașov

Aptitudini şi competenţe personale

Limba(i) maternă(e) Limba română

Limba(i) străină(e) Engleză, franceză

Autoevaluare Înţelegere Vorbire Scriere

Nivel european (*) Ascultare Citire Participare la conversaţie

Discurs orale Exprimare scrisă

Engleză C2

Utilizator experimentat

C1 Utilizator

experimentat B2

Utilizator independent

B1 Utilizator

independent C1

Utilizator iexperimentat

Franceză C1


C1 Utilizator

experimentat B1


B1 Utilizator

independent B1

Utilizator independent

Competente şi abilităţi sociale -comunicare -adaptare la medii de lucru diferite -spirit de echipă - aptitudini pedagogice

Competenţe şi aptitudini organizatorice

-spirit organizatoric

Competenţe şi aptitudini tehnice -cunoașterea tehnologiilor în domeniu -creativitate -autoperfecționare

Competenţe şi cunoştinţe de utilizare a calculatorului

-Programare: C++, Pascal, Delphi -Analiză de element finit și proiectare 3D: Solidworks, Catia, Abaqus, Nastran -Proiectare 2D: Autocad -Prelucrare digitală a imaginii: softuri HDR -Programe diverse de birotică și calcul

Competenţe şi aptitudini artistice -expoziție de fotografie la Casa Baiulescu 12-20 august 2006

Alte competenţe şi aptitudini -rezistență la stres

Informaţii suplimentare 12 lucrări științifice din care 4 ISI, un atestat de inovator si o cerere de brevet de invenție.

69

Page 69/74 - Curriculum vitae of Surname(s) First name(s)

For more information on Europass go to http://europass.cedefop.europa.eu © European Union, 2004-2010 24082010

Europass Curriculum Vitae

Personal information

First name(s) / Surname(s) BARABAȘ SORIN ADRIAN

Address(es) 13, Muresenilor,500026, Brasov, Romania.

Telephone(s) 0268477891 Mobile: 0765504182

Fax(es)

E-mail [email protected]

Nationality Romanian

Date of birth 12.06.1957

Gender Male

Desired employment / Occupational field

Candidate for doctor’s degree “Transilvania” University, Brasov, Romania

Work experience

Dates - 01.10. 2007 – present, Candidate for doctor’s degree “Transilvania” University, Brasov, Faculty of Material Science and Engineering; - 01.09.1998 – 01.10.2007, Computer’s Science and technical disciplines professor to ”Hidromecanica” Lyceum and ”Auto” Lyceum Brașov; - 01.11.1989 – 01.09.1998, Engineer to S.C.Roman S.A. Brașov; - 01.06.1986 – 01.11.1989, Engineer to UJECOOP Brașov; - 01.09.1983 – 01.06.1986, Engineer to S.C. Roman S.A. Brașov; - 01.10.1982 – 01.09.1983, Engineer to IMASA Sfântu Gheorghe.

Occupation or position held professor, department manager, technologist, technical designer.

Main activities and responsibilities - didactic and research activities as candidate for doctor’s degree and professor; - business management as department manager to S.C. Roman S.A.; - production organization as export responsible to UJECOOP Brașov; - design activities as technologist and technical designer - teaching activities in digital image processing to Chamber of Comerce and Industry, Brasov

Name and address of employer -“Transilvania” University, Brasov, Romania

Type of business or sector -Candidate for doctor’s degree

Education and training

Dates - 01.10. 2007 – present, doctoral training at the Faculty of Material Science and Engineering, “Transilvania” University, Brasov; - 01.07. 2009 – Completion of two years postgraduate course, completed bachelor’s degree in Computer Science at the Faculty of Mathematics, “Transilvania” University, Brasov; - 25.08.2008 – Obtaining teaching degree ”Definitivat” in education to discipline Manufacturing Engineering; - 2007-2008 - Psychological and pedagogical postgraduate course at the Department for Preparing Teachers(DPPD), “Transilvania” University, Brasov, completed 60 credits; - 1977-1982 – Faculty of Manufacturinf Engineering, “Transilvania” University, Brasov; -1972-1976 – “Andrei Șaguna” High School, Brașov.

70

Page 70/74 - Curriculum vitae of Surname(s) First name(s)

For more information on Europass go to http://europass.cedefop.europa.eu © European Union, 2004-2010 24082010

Title of qualification awarded -Engineering degree; - Degree in Computer Science; -Certificate of Teaching degree ”Definitiv” granting in Education; -Postgraduate certificate in psychology and pedagogy.

Principal subjects/occupational skills covered

- Material Science and Engineering; - Manufacturing Engineering; -Computer Science and Advanced Mathematics; -Pedagogy and Psihology of teenager;

Name and type of organisation providing education and training

- Faculty of Material Science and Engineering,Faculty of Manufacturing Engineering, Faculty of Mathematics, Faculty of Psihology and Pedagogy- “Transilvania” University, Brasov.

Personal skills and competences

Mother tongue(s) Romanian

Other language(s) English, French

Self-assessment Understanding Speaking Writing

European level (*) Listening Reading Spoken interaction Spoken production

English C2 Proficient user C1 Proficient user B2 Independent user B1 Independent user C1 Proficient user

French C1 Proficient user C1 Proficient user B1 Independent user B1 Independent user B1 Independent user B1

(*) Common European Framework of Reference for Languages

Social skills and competences -communication -adapting to different working environments -spirit of teamwork - pedagogical skills

Organisational skills and competences

-organizational succes

Technical skills and competences -creativity -self improvement

Computer skills and competences -programming: C++, Pascal, Delphi -finite element analysis and 3D disign: Solidworks, Catia, Abaqus, Nastran -2D Design: Autocad -digital Image processing: HDR software -various office and computer programs

Artistic skills and competences - expozition of photography to Baiulescu House Brasov :12-20 august 2006.

Other skills and competences -resistance to stress at work.

Additional information I have 12 scientific papers of wich 4 papers are ISI, a certificate for innovation and one patent application.

http://europass.cedefop.europa.eu/LanguageSelfAssessmentGrid/en

71

Lucrări științifice, brevete de invenții, inovații

1. Barabaș, S.A., Șerban, C., ”Heat treatment for 20NiCrMo7 and 15NiCr13

steels used in construction of extralarge bearings”. Revista Recent Vol. 11

No. 2 (29), July 2010 ISSN 1582-0246

2. Barabaș, S.A., Șerban, C., Fota, A., ”Reducing the inertial mass of large

bearings in wind turbine system using hollow rollers” International

Conference On Manufacturing Systems – ICMAS Bucharest, 11-12

November, 2010

3. Barabaș, S.A., Șerban, C., ”Computerized Simulation Of The Carburizing

Process For The Hollow Rollers Of Large Bearings”. -The International

Conference „AFASES 2010 - Scientific Research and Education in the Air

Force”, 27-29 May Brașov România

4. Barabaș, S.A., Șerban, C., ”Deep carburizing process for 20NiCrMo7 and

15NiCr13 steels used in construction of large bearings elements”. În curs

de apariție Revista Metalurgia International

5. Fota, A., Barabaş, S.A., ”New concepts regarding machines system

design”. Fourth International Conference “Mechanics and Machine

Elements” 6-8 november 2008, Technical University of Sofia, Ed. HERON

Press Sofia, 2008, Bulgaria

6. Fota, A., Barabaş, S.A., ”The flexible and reconfigurable structures

development directions”. Fourth International Conference “Mechanics and

Machine Elements” 6-8 november 2008, Technical University of Sofia, Ed.

HERON Press Sofia, 2008, Bulgaria

7. Fota, A., Barabaş, S.A., ”The method of optimization for flexible

manufacturing systems scheduling” WSEAS International Conference-

Proceedings of the 1st International Conference MEQAPS09, Transilvania

University of Brasov, September 24-26, 2009.

8. Ciurescu, D., Barabaș, S.A., Sângeorzan, L., ”Digital Radiography using

High Dynamic Range Technique”. ACC"09, WSEAS, Applied Computing

Conference 2009, September 28-30, Greece

9. Fota, A., Barabaş, S.A., ”Used techniques for production planning in the

flexible systems”. Proceedings of the 7th International Conference on

Challenes in Higher Education and Research in the 21st Century, Published

by Heron Press, Sofia, Bulgaria, 2009.

10. Fota, A., Barabaş, S.A., ”Analytical synthesis model of the manufacturing

task for design of flexible systems for the round shafts processing”. The

20th International DAAAM Symposium "Intelligent Manufacturing &

Automation: Theory, Practice & Education", 25-28th November 2009,

Vienna, Austria. (ISI)

72

11. Fota, A., Barabaş, S.A., ”The Method Of Designing Flexible

Manufacturing Systems”. The International Conference AFASES 2010 -

Scientific Research and Education in the Air Force, 27-29 May Brașov

România

12. Luca, M.A., Barabaș, S.A., ”Researches relating to influence of heat

treatments in internal friction of C45 – 1.0503 steel”. În curs de apariție

Revista Metalurgia International

13. Barabaș, S.A., s.a., ”Soluție pentru remanierea blocului cilindru de

360CP”, Certificat de inovator Nr.543/15.08.94

14. Luca,V., Șerban, C., Barabaș, S.A., Cerere brevet pentru invenția ”Role

cave pentru rulmenți” Nr. A/00406/14.07.2008.

barabassorinadrian rulmenti ok

Documents